Каркасно - стержневые
расчетные модели
и инженерные методырасчетажелезобетонныхконструкцийТ.И. БарановаА.С. Залесов
Т.И. Баранова
А.С. ЗалесовКАРКАСНО-СТЕРЖНЕВЫЕ
РАСЧЕТНЫЕ МОДЕЛИ И
ИНЖЕНЕРНЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙРекомендовано Учебно-методическим объединением
вузов РФ по образованию в области строительства
в качестве учебного пособия для студентов,
обучающихся по направлению
653500 «Строительство»Москва 2003
Издательство Ассоциации строительных вузов
ВВЕДЕНИЕВажным условием технического прогресса является создание таких
организационных форм интеграции науки, техники и производства, которые
обеспечат четкое и быстрое прохождение научных идей от их зарождения до
широкого применения на практике.В области создания железобетонных строительных конструкций одной
из таких форм является развитие теории расчета конструкций,
обеспечивающей разработку эффективных конструктивных решений
рациональных видов армирования железобетонных элементов, снижение
металло - и энергоемкости и последующее внедрение в типовые серии, по
которым конструкции изготавливаются на заводах, а затем применяются в
строительстве в широких масштабах.Создание такой теории обеспечивает техническую направленность
научных разработок и в области расчета и конструирования коротких
железобетонных элементов, имеющих массовое применение в строительстве.Короткие элементы охватывают широкий круг конструкций. Наиболее
распространенными являются консоли колонн, опорные консоли ригелей,
короткие балки и их разновидности в виде перемычек над проходами в
надкрановой части колонн, а также в виде подкрановых ригелей
двухветвевых колонн и т.п. Принцип работы этих конструкций, являющихся
тяжелонагруженными, несущими элементами, реализуется в приоритетных
зонах изгибаемых элементов, узлах сопряжения колонн и ригелей,
ростверках свайных фундаментов и т.п.Традиционные теории расчета коротких элементов характеризуются
отсутствием единого подхода к расчету данного типа конструкций основаны
на расчетных схемах, определяющих предельное состояние и фактический
характер работы конструкции. Так перемычки и подкрановые ригели
двухветвевых колонн рассчитываются по аналогии с обычными балками, что
не соответствует действительному напряженному состоянию этих элементов.
В большинстве своем прочность коротких элементов определяется на основе
эмпирического подхода, т.е. на основе определения размеров сечений.
Поперечная арматура принимается по конструктивным требованиям, как
правило, в избыточном количестве, в связи с высокой ответственностью
коротких элементов, что приводит к неоправданному повышению
металлоемкости конструкций.В целом уровень развития теории расчета коротких элементов отставал
от уровня расчета других конструкций. Объясняется это их сложным
напряженным состоянием, отсутствием информации, позволяющей
объединить эти конструкции в один класс по принципу их работы, а также
отсутствием целенаправленных экспериментальных исследований. В
результате оставалось неясным влияние отдельных факторов, схем
нагружений, совместного действия вертикальных и горизонтальных сил, а
также особенности напряженного состояния при многократно повторном
нагружении, которое свойственно консолям и подкрановым ригелям колонн3
промышленных зданий с крановыми нагрузками. Все это создавало
проблемы при проектировании коротких элементов.До последнего времени не проводились экспериментальные
исследования коротких элементов при многократно повторном нагружении,
не испытывались элементы при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил, в то время как эти виды нагружений соответствуют
условиям их эксплуатации.Актуальность создания новых методов расчета коротких элементов,
диктовалась задачами пересмотра типовых решений, необходимостью
совершенствования видов армирования на основе создания расчетного
аппарата, позволяющего выработать принципы рационального армирования
и определять требуемое количество поперечной арматуры.Созданию такой теории расчета и конструирования коротких элементов
предшествовал анализ результатов экспериментальных исследований,
выполненных в нашей стране и за рубежом, результаты которого позволили
установить закономерности сопротивления коротких элементов, разработать
широкую программу исследований и испытаний основных представителей
этих конструкций.Исследования напряженно-деформированного состояния коротких
элементов численным методом конечных элементов на основе прикладных
программ автоматизированного проектирования позволили установить
особенности напряженно-деформированного состояния коротких элементов.Такой эмпирический подход обеспечил созданий более совершенного
метода расчета прочности коротких элементов.Дальнейшее совершенствование метода расчета основано на создании
расчетной схемы, оценивающей предельное состояние и позволяющей
получить расчетные зависимости.На основе нового метода были разработаны методики расчета
поперечной арматуры, расчета выносливости элементов при многократно
повторном нагружении, а также методика расчета прочности коротких
элементов при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил.Новый метод расчета, отражающий действительный характер и
особенности работы коротких элементов обеспечивает повышение расчетной
несущей способности и снижение расхода материалов при обеспечении
безопасности.Благодаря разработанному методу, открывающему новое направление в
развитии теории расчета, предложен единый метод расчета коротких
элементов, обеспечивающий возможности для совершенствования
конструктивных решений при проектировании и использования новых видов
армирования.4
I.	КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ КОРОТКИХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
ПРОБЛЕМЫ ИХ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ
Класс коротких элементовПринято подразделять железобетонные конструкции по виду
напряженного состояния (внецентренно-сжатые, изгибаемые и т.д.), но
существуют конструкции, которые из-за сложности напряженно-
деформированного состояния трудно отнести к тому или иному виду по
этому критерию. К таким конструкциям относятся короткие элементы,
основными представителями которых являются консоли и короткие балки. В
подобных случаях нормативные рекомендации по расчету и
конструированию даются отдельно для каждого вида конструкций. Из
коротких элементов традиционно такие рекомендации имелись только для
консолей колонн, в результате усложнялся процесс проектирования целого
ряда конструкций, например, консолей, ригелей с подрезками, подкрановых
ригелей двухветвевых колонн и т.д. Все это явилось предпосылкой
актуальности создания единого метода расчета на основе объединения этих
конструкций по характеру работы в один класс коротких элементов.
Критерием такого объединения можно принять соотношение длины и
высоты элемента, которое для коротких элементов удовлетворяет
неравенству L/H = 2. В развитие такого подхода за критерий можно принять
соотношение расстояния приложения силы относительно опоры и высоты
элемента, т.е. соотношение a/h0. Свое название короткие элементы получили
на основании их малых габаритов; их напряженно-деформированное
состояние формируется при небольших расстояниях сил нагружения от опор,
т.е. при значении критерия a/h0<l.Класс коротких элементов составляют консоли колонн, опорные
консоли ригелей с подрезками, короткие балки и их разновидности -
перемычки над проходами в надкрановой части колонн, а также подкрановые
ригели двухветвевых колонн. Сюда могут быть отнесены также узлы
сопряжений и участки конструкций, в которых реализуется принцип работы
коротких элементов. К ним относятся монолитные узлы соединения ригелей
с колоннами; приопорные участки балок, в которых соотношение a/h0 не
превышает единицы; ростверки свайных фундаментов при ленточном
нагружении, а также диафрагмы жесткости при совместном действии
вертикальных и горизонтальных сил и ряд других конструкций. Общий вид
коротких элементов показан на рис. 1.1.В целом короткие элементы делятся на три вида: короткие консоли,
короткие балки и конструкции, в которых реализуется принцип работы
коротких элементов и которые условно можно назвать их разновидностями.
Характеристика типов коротких элементов связана с условиями их
эксплуатации и конструктивными схемами.5
Рис. 1.1. Общий вид коротких элементова - перемычки над проходами в надкрановой части колонн; б - консоли колонн; в -
подкрановые ригели двухветвевых колонн; г - короткие балки с консольными
участками; д - короткие балки; е - опорные консоли ригелей; ж - ростверки
свайных фундаментов; з - фрагмент жесткого узла соединения ригеля с колоннойКонсоли. Посредством консолей осуществляется соединение элементов
каркаса здания. Консоли устраиваются как в колоннах, так и в изгибаемых
элементах и имеют массовое применение в строительстве. Конструктивные
схемы консолей отличаются отсутствием изгибаемых элементов
поддерживающей опоры стороны, противоположной действию силы.
Опирание конструкций на консоли может быть свободным или жестким при
их расположении вдоль или перпендикулярно вылету консоли. Напряженно-6
деформированное состояние при этом в каждом случае имеет свои
особенности.В результате совместной работы элементов каркаса консоли
испытывают воздействие вертикальных и горизонтальных сил. Характер
работы консолей колонн промышленных зданий отличается тем, что они
подвергаются воздействию многократно повторной нагрузки от мостовых
кранов.Короткие балки. В качестве несущих конструкций короткие балки
находят широкое применение при необходимости перекрыть малые проемы,
а также в случаях больших нагрузок при значениях a/h0=0,l-l,2. Массовое
применение короткие балки имеют в качестве основных конструктивных
элементов железобетонных колонн в виде подкрановых ригелей
двухветвевых колонн. В коротких балках при изменении соотношения a/ho,
как правило, изменяется длина балки, в перемычках существует тенденция к
увеличению высоты и в этом заключается их специфика. При этом a/h0
находится в пределах 0,2-0,6.Подкрановые ригели имеют многовариантные схемы нагружений,
отличающиеся наличием или отсутствием нагрузки от мостовых кранов,
центральной или внецентренной передачей усилий от надкрановой части
колонн, изменением эксцентриситета передачи нагрузки, а также
различными по величине сочетаниями нагрузки от покрытия и от мостовых
кранов.В целом короткие балки и их разновидности: перемычки над проходами
и подкрановые ригели двухветвевых колонн - испытывают воздействие
вертикальных и горизонтальных сил. Горизонтальные силы возникают в
перемычках - в уровне опирания конструкций покрытия в результате
совместной работы с каркасом здания; в подкрановых ригелях - в уровне
опирания подкрановых балок в результате работы мостовых кранов.Особенностью характера нагружения подкрановых ригелей, как и
консолей колонн, является многократно повторное воздействие крановой
нагрузки.Разновидности коротких элементов. Конструкции или их элементы, в
которых реализуется принцип работы коротких элементов, условно названы
выше разновидностями этих элементов. Так, ростверки свайных
фундаментов при передаче нагрузки несущими стенами, т.е. при ленточном
нагружении, по характеру работы близки к коротким элементам. Условно
вырезая для расчета полосу шириной, равной расстоянию между сваями по
длине ростверка, получим расчетный элемент, подобный короткой балке,
нагруженной сосредоточенной силой. При расположении свай в шахматном
порядке расчетный элемент условно вырезается по диагонали между
центрами соседних свай.При строительстве общественных и промышленных зданий широко
применяются рамные и рамно-связевые железобетонные каркасы. Одним из
конструктивных приемов обеспечения пространственной жесткости каркаса
является устройство жестких, монолитных узлов соединений ригелей с7
колоннами. Средняя часть узла, заключенная между вертикальными
опорными сечениями ригелей и горизонтальными сечениями, проходящими
по верхним и нижним граням ригелей, испытывает воздействие изгибающих
моментов, поперечных и продольных сил, действующих в ригелях и колонне.
В результате в центральной части крестообразного стыка возникает сложное
напряженное состояние, подобное по своему характеру состоянию коротких
элементов.Диафрагмы жесткости в случае совместного действия вертикальных и
горизонтальных сосредоточенных сил при определенном их соотношении, а
также при соотношении a/h0, близком к единице, по своему напряженному
состоянию приближаются к коротким элементам. Приопорные участки
обычных балок при нагружении сосредоточенной силой, расположенной на
небольшом расстоянии от опоры, т.е. при значении a/h0, близком к единице,
также по характеру работы подобны коротким элементам. Короткие плиты,
некоторые виды фундаментов по своей работе не имеют сколько-нибудь
значительных отличий от коротких элементов.Можно привести и другие случаи, когда конструкции работают по
аналогии с короткими балками.Объединение в класс коротких элементов большого числа
разнообразных конструкций на основе одинакового характера напряженно-
деформированного состояния, создает предпосылки для единого подхода к
расчету этих элементов.Традиционные конструктивные решенияКонструктивные решения коротких элементов можно рассмотреть на
примерах основных представителей класса этих элементов, имеющих
массовое применение и входящих в типовые серии. Такими элементами
являются консоли колонн, опорные консоли ригелей, перемычки над
проходами в колоннах и подкрановые ригели двухветвевых колонн, а также
жесткие узлы соединений ригелей колонн. Типовые конструктивные
решения перечисленных элементов показаны на рис. 1.2.Консоли колонн промышленных зданий. Короткие консоли колонн
промышленных зданий проектировались традиционно с наклонной гранью:
угол наклона 45°, высота в опорном сечении - от 60 до 150 см (рис.1.2., а);
вылет консоли соответственно - от 30 до 100 см, соотношение a/h0 - от 0,25
до 0,65.Армировались консоли продольной арматурой, расположенной вдоль
вылета консоли. Анкеровка продольных стержней арматуры производились
путем отгиба стержней у свободной грани таким образом, что отогнутая
часть повторяла форму консоли. В качестве поперечной арматуры
использовались отогнутые стержни и горизонтальные хомуты. Количество и
вид поперечной арматуры определялись конструктивно. Отогнутые стержни
при кранах высокой грузоподъемности устанавливались в двух уровнях по8
высоте консоли. Горизонтальные хомуты располагались по всей высоте
консоли с равномерным шагом (рис. 1.2.,а).Рис. 1.2. Конструктивные решения коротких элементова - консоли колонн промышленных зданий; б - консоли колонн многоэтажных
зданий; в - опорные консоли ригелей с подрезками; г - перемычки над проходами
в надкрановой части колонн; д - ригели двухветвевых колонн; е - участки узлов
соединения ригеля с колоннойКонсоли колонн гражданских зданий. Консоли колонн гражданских
зданий проектировались с параллельными гранями: вылет и высота консоли-	15см, соотношение a/h0 - в пределах 0,5-0,7. Армировались консоли
металлическими наклонными пластинами из листовой стали, приваренными
к грузовым площадкам (рис.1.2., е). При этом расход арматуры на
армирование консолей колонн крайнего ряда составлял около 25%, а для
тяжело нагруженных колонн - около 40% от общего расхода стали на9
колонну. В колоннах среднего ряда расход стали на консольную часть
составлял примерно 35-40%, а для тяжело нагруженных колонн - около 50%
от общего расхода арматуры на колонну.Такой избыточный расход стали на армирование консольных частей
объясняется высокой ответственностью коротких консолей в работе каркаса
здания, при отсутствии рекомендаций по расчету поперечной арматуры.
Избыточное количество арматуры, кроме нерационального расхода металла,
усложняет технологию и снижает качество изготовления, что особенно
неблагоприятно при многократно повторном воздействии нагрузки.Опорные консоли ригелей с подрезками. В типовом решении ригелей
армирование опорных консолей производилось мощными наклонными
стержнями, имеющими сложную по исполнению и расходу стали анкеровку с
помощью опорной закладной детали (рис.1.2., б). Пластина пятигранной
формы вырезалась из листовой стали с образованием значительных отходов
неиспользованного металла. Большое количество сварочных работ, строгое
центрирование деталей делали высокими трудоемкость и расходы на
изготовление. В качестве поперечной арматуры при высоких нагрузках
применялись сварные сетки, содержащие вертикальные и горизонтальные
стержни. В пределах консоли располагались четыре вертикальных анкерных
стержня опорной площадки (рис.1.2., б).Такие металлоемкие конструктивные решения консольных опор ригелей
(расход стали составляет около 20% от общего расхода арматуры на ригель)
были также следствием отсутствия в нормативной литературе рекомендаций
по расчету.Перемычки над проходами в надкрановой части колонн. В колонных
промышленных зданий в надкрановой части устраиваются проходы, в
результате в уровне оголовка колонн образуются перемычки с высотой от 60
до 160 см. По типовому конструктивному решению в нижней части
перемычек (рис. 1.2, в) располагалась продольная арматура, анкеровка
которой производилась путем приварки коротышей или шайб по концам
стержней. В качестве поперечной арматуры применялись горизонтальные
спаренные хомуты. Особенностью армирования являлось размещение в
пределах перемычек арматуры ветвей колонны. Как правило, количество и
диаметр этих стержней являются значительными и, вероятно, избыточными,
так как влияние этой арматуры на несущую способность перемычек
предполагается также значительным.Для повышения расчетной несущей способности перемычек, снижения
их высоты и расхода материалов требуется оценка действительной работы
арматуры ветвей колонны.Подкрановые ригели двухветвевых колонн. В колоннах промышленных
зданий подкрановые балки опираются на верхние ригели, высота которых
имеет предел от 130 до 150см в зависимости от габаритов здания и
грузоподъемности кранов. При типовом конструктивном решении ригелей
продольная арматура располагалась вдоль нижней грани и в меньшем
количестве вдоль верхней грани ригеля. Верхняя продольная арматура10
отгибалась по концам и проходила вдоль боковых граней, повторяя контур
ригеля. Для анкеровки нижней продольной арматуры ее концы
приваривались к арматуре, повторяющей контур консольного участка.В качестве поперечной арматуры применялись вертикальные и
горизонтальные хомуты с постоянным шагом по длине и высоте ригеля.
Кроме того, использовались отдельные отгибы, расположенные в одном
уровне по высоте элемента.Размещение в пределах подкрановых ригелей вертикальных стержней
надкрановой части колонн и арматуры подкрановых ветвей колонн являлось
особенностью армирования ригелей. Количество и диаметры арматурных
стержней в колоннах, как и в перемычках, оказывают значительное влияние
на несущую способность ригелей.Таким образом, подкрановые ригели являлись весьма металлоемкими
элементами, на их армирование затрачивалось до 40-50% арматуры от
общего расхода на колонну. При этом поперечная арматура проектировалась
по конструктивным требованиям, без экспериментальной оценки
действительной несущей способности подкрановых ригелей. Можно
полагать, что арматура нерационально использовалась, а ее избыточное
количество значительно усложняло технологию изготовления.Жесткие узлы соединения ригелей с колоннами. При традиционных
конструктивных решениях (размеры поперечного сечения колонн - 40x40см,
размеры поперечного сечения ригелей - от 40x50 до 40x55см) в пределах
центральной части узлов размещалась продольная арматура колонн и ригеля,
а также сварные сетки, нанизанные на вертикальные стержни колонны (3 шт.
с шагом 10см), которые располагались в средней части по высоте стыка. В
уровне нижней грани ригелей в стыке предусматривались два по ширине
узла прокатных уголка-столика с выпуском по обе стороны на расстояние
10см. Схема армирования жесткого узла показана на рис. 1.2. В целом
армирование центральной части стыков определяется армированием
соединяемых конструкций; сварные сетки являются дополняющими.Таким образом, традиционно армирование коротких элементов
заключалось в применении всех видов поперечной арматуры: вертикальных
и горизонтальных хомутов отдельно стоящих отгибов в одном и двух
уровнях по высоте элемента. Таким образом, принцип армирования коротких
элементов был аналогичен принципу армирования обычных изгибаемых
элементов, но при этом все виды поперечной арматуры ставились не по
расчету, а конструктивно, без оценки степени рациональности использования
того или иного вида арматуры.Очевидно решение проблемы совершенствования армирования коротких
элементов заключается в создании единого метода, позволяющего
рассчитывать поперечную арматуру, т.е. в создании такого расчетного
аппарата для коротких элементов, на основе которого можно было бы
определять эффективные в каждом конкретном случае виды поперечной
арматуры как в практике проектирования, так и при пересмотре и
совершенствовании типовых конструкций массового применения.11
Сопротивление коротких элементовОценка сопротивления коротких элементов, к сожалению,
осуществляется традиционно в общих чертах и, главным образом, на основе
консолей колонн, так как их изучение несколько опережает изучение других
видов коротких элементов.Исследования методами теории упругости и испытания с
использованием оптически чувствительных покрытий позволяют произвести
сопоставление между сопротивлением обычных и коротких элементов,
напряженно-деформированное состояние которых в значительной степени
отличается.О	сложности напряженно-деформированного состояния коротких
элементов при упругой работе свидетельствуют следующие особенности (в
порядке значимости).В значительной степени напряженно-деформированное состояние
коротких элементов определяется местными напряжениями, влияющими на
характер распределения напряжений и деформаций. Сближение зон местных
напряжений, благодаря малым габаритам коротких элементов, согласно
принципу Сен-Венана, оказывает существенное влияние на сопротивление, в
то время как в обычных конструкциях местные напряжения играют
второстепенную роль.По сравнению с обычными (длинными) элементами характер
распределения нормальных напряжений в коротких элементах изменяется в
значительной степени. В сечениях конструкций коротких элементов, в
которых нормальнше напряжения равны нулю, распределение главных
сжимающих напряжений не соответствует распределению касательных
напряжений, имеющему место в обычных конструкциях, поэтому
нейтральная ось в коротких элементах утрачивает свое значение.Касательные напряжения имеют отличный от параболического
очертания характер распределения и являются незначительными по
величине. Можно предположить, что их роль существенно сказывается лишь
при определении величины и направления главных напряжений: сжимающие
и растягивающие нормальные напряжения, касательные напряжения, а также
местные напряжения при сближении зон их влияния. В результате возникает
сложное напряженное состояние.Решающую роль в коротких элементах играют главные напряжения,
интенсивность распределения которых отличается концентрацией,
усугубляющейся геометрическими очертаниями и видами нагружения. Как
правило, главные растягивающие и сжимающие напряжения
сосредотачиваются в потоки. Подтверждением этому является известная
ферменная аналогия Мерша, широко используемая для коротких элементов в
зарубежной практике.* Переход к рассмотрению коротких элементов из железобетона и к
оценке сопротивления их в стадии образования трещин в бетоне создает
дополнительные трудности, усугубляющие сложность проблемы.12
Как показывают исследования, в коротких консолях при действии
сосредоточенных сил сначала образуются трещины в бетоне опорного
сечения. По своему характеру эти трещины приближаются к нормальным
трещинам изгибаемых элементов, однако их траектории в зависимости от
ряда причин отклоняются вглубь колонны, оставаясь перпендикулярными к
направлению главных растягивающих напряжений. Длина и ширина трещин
зависит от количества продольной арматуры.Кроме того, в средней части консоли образуются наклонные трещины,
природа которых недостаточно изучена. Их образование соответствует более
высокому уровню нагружения. Направление наклонных трещин
приближается к направлению линии, соединяющей центры приложения силы
и опорной реакции.Образование трещин определяет два вида разрушения. Первый вид
характеризуется развитием трещин в опорном сечении консоли, т.е. в зоне
растяжения. Предельным является состояние, когда напряжения в растянутой
арматуре достигают предела прочности при растяжении. Разрушение
происходит при активном развитии трещины в опорном сечении. Ее
траектория по мере увеличения внешней нагрузки становится более
вертикальной. Максимальная ширина раскрытия соответствует началу
трещины, длина зависит от количества растянутой арматуры, с уменьшением
которого длина трещины увеличивается.Второй вид представляет собой разрушение бетона в результате сжатия
по направлению от действия силы к опоре, т.е. в пределах высоты короткого
элемента. Характер разрушения может изменяться в зависимости от
изменения целого ряда факторов. Предельным состоянием при этом является
состояние, когда напряжения в бетоне этого участка достигают предела
прочности при сжатии. Количество трещин, прерывистость их траекторий
создает картину разрушения, характерную при раздавливании бетона. При
сосредоточенных нагрузках участок бетона, в пределах которого происходит
разрушение, сужается. Заслуживают внимания наклонные трещины, как бы
выделяющие этот участок бетона. Их образование предшествует
образованию трещин внутри участка, при этом с увеличением нагрузки рост
малоактивен. Рассмотренный вид разрушения является особенностью
коротких элементов.Особенности традиционных методик расчета
коротких элементовВ методике расчета коротких консолей существует традиционно два
направления. Первое направление - это так называемый расчет по
допускаемым напряжениям. Суть его заключается в определении величины
напряжений в расчетных сечениях и ограничении их значений так
называемыми допускаемыми напряжениями. Для коротких консолей за
расчетное сечение принимается сечение, проходящее по внутренней грани
грузовой площадки. Величина напряжений определяется путем деления13
величины нагружающей силы на площадь расчетного поперечного сечения.
При этом используется эмпирическая зависимость, снижающая полученное
напряжение, тем самым учитывается влияние наклонной грани консоли.
Величина допускаемого напряжения назначается таким образом, чтобы
исключить возможность образования трещин в бетоне коротких элементов.
Для этого предельное напряжение умножается на соответствующий
коэффициент, регламентируемый нормами.Второе направление - это расчет коротких элементов, выполняемый по
аналогии с расчетом обычных изгибаемых элементов. Определение
изгибающего момента и поперечной силы производится, как для балок при
соответствующих схемах опирания и нагружений. В коротких консолях
максимальный изгибающий момент принимается равным произведению
прикладываемой силы на расстояние от оси действия силы до грани колонны.Расчетным являлось нормальное сечение элемента, расположенное в
зоне действия максимального момента. Расчет производится по
зависимостям, соответствующим расчету нормальных сечений балок.
Результатом расчета является определение количества продольной
растянутой арматуры.Расчет коротких элементов на действие поперечных сил производится
по эмпирическим зависимостям, являющимся функцией поперечного
сечения. Таким образом, результатом расчета является определение размеров
сечений коротких элементов.Проблемы расчета и конструирования
коротких элементовРазвитие теории расчета коротких элементов в значительной степени
отстает от расчета других конструкций. Рассмотренные выше два
направления в расчете коротких элементов, к сожалению, имеют ряд
существенных недостатков.Недостатки расчета по напряжениям: он не отражает физический
характер разрушения, не учитывает неупругую работу материалов, а также
наличие трещин в бетоне рассчитываемых элементов, не основывается на
предельном состоянии конструкции.Второе направление в расчете коротких элементов было создано по
необходимости в практике проектирования. В нормах же содержались
эмпирические зависимости, рекомендуемые только для расчета коротких
консолей. Каких-либо рекомендаций по расчету других видов коротких
элементов нормы не содержали. Тем не менее, расчет по аналогии с
обычными балками, который отнесен ко второму направлению,
использовался при проектировании.Несмотря на ряд отличий в напряженно-деформированном состоянии
опорного сечения консоли, его расчет можно производить подобно расчету
нормальных сечений балок. Результаты удовлетворительно согласуются с
опытами и обеспечивают безопасность.14
Расчет коротких элементов на действие поперечной силы, выполняемый
по условиям прочности наклонных сечений балок, не соответствует
действительному напряженному состоянию и не обеспечивает безопасность.
Поэтому в нормах для расчета консолей была принята эмпирическая
зависимость, позволяющая определить размеры поперечного сечения. Надо
заметить, что эта зависимость не имела достаточного экспериментального
обоснования.Применяемая в практике проектирования эмпирическая зависимость для
расчета других видов коротких элементов на действие поперечных сил
создавала многократный запас прочности, не учитывала поперечную
арматуру и не имела экспериментального обоснования. Армирование
коротких элементов поперечной арматурой производилось конструктивно,
что являлось весьма сложным и металлоемким.Таким образом, сложное напряженное состояние приводит к ряду
особенностей расчета коротких элементов. Главная особенность в том, что
для коротких элементов не применимы традиционные правила
сопротивления материалов, согласно которым расчет производится по
характерным сечениям, т.е. нельзя выделить полностью пересекающее
короткий элемент сечение, в котором могла быть построена схема расчетного
предельного состояния при действии поперечных сил и которое бы
соответствовало физическому характеру разрушения. Это означает, что для
коротких элементов расчет должен производиться в целом для элемента,
поэтому возникает необходимость в разработке расчетной модели.Обобщение изложенного выше материала позволяет выявить и
всесторонне рассмотреть проблему расчета и конструирования коротких
элементов, суть, которой заключается в отсутствии единого физически
обоснованного метода расчета. Остановимся более подробно на главных
моментах, рассматриваемой проблемы. Прежде всего это недостаток
информации о напряженно-деформированном состоянии как основных
видов, так и разновидностей коротких элементов. Причина заключается в
недостатке материала, систематизирующего накопленный опыт
исследований, отсутствии обобщенного анализа результатов этих
исследований, а также в малочисленности и разрозненности
экспериментальных и теоретических исследований работы многих
представителей класса коротких элементов. В результате не установлены
возможные виды разрушений и характер работы некоторых конструкций.
Неизученными, или изученными в недостаточной степени, являются такие
основные факторы, как изменение соотношения a/h0, размеров опорных и
грузовых площадок, размеров поперечного сечения, количества и вида
поперечной и продольной арматуры и др. При такой ситуации невозможно
установить расчетные случаи для каждого вида конструкций.Отсутствие экспериментальных исследований некоторых
представителей коротких элементов, таких, как короткие балки, перемычки и
подкрановые ригели колонн, не позволяет выявить особенности напряженно-
деформированного состояния этих конструкций.15
Не менее важным является исследование влияния совместного действия
вертикальных и горизонтальных сил в коротких консолях колонн, опорных
консолях ригелей, перемычках и подкрановых ригелях двухветвевых колонн,
диафрагмах жесткости и других элементах.Одним из ключевых вопросов проектирования колонн промышленных
зданий является выносливость консолей и подкрановых ригелей,
воспринимающих крановую нагрузку. Однако нормы не содержат
рекомендаций по расчету указанных конструкций при многократно
повторном нагружении. Отсутствие экспериментальных исследований при
циклическом нагружении не позволяет выявить характер работы, виды
разрушений и выносливость консолей и подкрановых ригелей. Таким
образом, сопротивление коротких элементов при многократно повторном
нагружении является весьма острой проблемой при разработке методов
расчета. Конечным этапом проектирования коротких элементов является
вопрос конструирования. Отсутствие расчетного аппарата приводит к
несовершенным видам армирования и создает проблему на этом этапе
проектирования. Проблема заключается в отсутствии: обоснованных
принципов армирования, критерия выбора эффективного вида поперечной
арматуры, методики расчета поперечной арматуры, позволяющей дать
численную оценку влияния на прочность элемента различного вида
поперечной арматуры.Проектирование поперечной арматуры в коротких элементах
производится конструктивно, распределяется она по аналогии с изгибаемыми
элементами, что приводит к ряду существенных недостатков. В большинстве
случаев элементы * являются переармированными, при этом арматура
используется нерационально, выбор вида арматуры производится
интуитивно.Несовершенные виды армирования, избыток арматуры приводят к
перерасходу материалов, к дополнительным энергозатратам и к удорожанию
технологии изготовления.Рассмотренные проблемы расчета и конструирования коротких
элементов являются актуальными, требующими незамедлительного решения,
поскольку они касаются конструкций массового применения. В этой связи
решение поставленных проблем имеет большое народнохозяйственное
значение.Направление и программа развития методов расчета
и конструирования коротких элементовПроблемы расчета и конструирования требуют решения коренных
вопросов сопротивления коротких элементов. Разработка новых методов
расчета коротких элементов необходима для включения в нормы по
проектированию железобетонных конструкций, которые периодически
пересматриваются (примерно один раз в 10-15 лет), т.к. несовершенство
метода расчета и конструирования коротких элементов, ежедневно16
изготавливаемых на заводах, приводит к постоянному перерасходу
материалов, энергии.В связи с этим целесообразно поэтапно внедрять в производство
результаты исследований, способствующие совершенствованию
армирования и снижению затрат при изготовлении коротких элементов.
Осуществить это можно, выбрав два направления в развитии методов расчета
коротких элементов.За одно направление целесообразно принять утвердивший себя в
практике эмпирический подход к оценке прочности. Данное направление в
качестве предварительного и частичного решения проблемы включалось в
новую главу СНиП II-21-75. Другим направлением, несомненно, является
создание единой расчетной модели, отражающей фактическую работу и
позволяющей оценивать предельное состояние коротких элементов. Данная
расчетная модель включена в новую главу СНиП 2.03.01-84*.При разработке эмпирического метода оценки прочности элементов
программа исследований осуществлялась в определенной
последовательности и охватывала решение следующих вопросов.Был проведен подробный анализ предварительно приведенных в
систему результатов экспериментальных исследований коротких консолей и
балок. По результатам анализа устанавливались возможные виды
разрушения, расчетные случаи, а также определялось влияние изучаемых в
опытах факторов. На этом основании была построена расчетная
эмпирическая зависимость, являющаяся функцией основных факторов. Для
учета работы поперечной арматуры был обоснован и усовершенствован
эмпирический подход, принятый в нормативной литературе, с последующим
распространением его на все виды коротких элементов. На завершающем
этапе исследований было усовершенствовано армирование элементов.При разработке единой расчетной модели коротких элементов
программа исследований осуществлялась в следующей последовательности.
По широкой программе, составленной на основе первого этапа исследований,
проводились экспериментальные исследования основных представителей
класса коротких элементов при изменении большого числа факторов,
которые ранее либо не изучались, либо их изучение было недостаточным.17
II.	ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ КОРОТКИХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВЭкспериментальные исследования коротких элементов,
проведенные в нашей стране и за рубежомИсследование коротких консолей колоннВ 40-е годы в Свердловском политехническом институте
К.И. Безуховым была проведена серия испытаний коротких консолей в
количестве 15шт. Двухконсольные образцы изготавливались из тяжелого
бетона низкой прочности 10-15 МПа. Габариты bxh опорного сечения
консолей составляли 15x30 см. В исследованиях ставилась задача определить
влияние на несущую способность консолей следующих основных факторов:
соотношения a/h0, изменяющегося в пределах 0,3-0,6; количества
продольной арматуры при изменении процента армирования \xs от 0,9 до
1,5%; отогнутых хомутов, расположенных в одном и двух уровнях по высоте
консоли. Угол наклона внешней грани консоли принимался равным 30 и 45°.В 50-х годах в НИИЖБе М.С. Боришанским проводились испытания
коротких консолей. Было испытано большое количество натурных консолей
при изменении угла наклона внешней грани, а также множество видов
поперечного армирования. К сожалению, использовать результаты
испытаний в полной мере не представляется возможным по причине
отсутствия окончательного отчета по проделанной работе.В конце 50-х годов в Горьковском инженерно-строительном институте
Г.Л. Баженовым и В.А. Кудриным была испытана серия образцов консолей,
состоящая из 30 шт. Двухконсольные образцы с параллельными гранями и с
размерами опорного сечения консоли bxh=25x35 см изготавливались из
тяжелого бетона низкой прочности 10-15 МПа. Испытывались консоли при
изменении a/h0 от 0,3 до 0,5, количество продольной арматуры не
изменялось, процент армирования составлял 0,4%. Основной целью
испытаний являлось определение влияния поперечной арматуры, в качестве
которой поочередно принимались горизонтальные и вертикальные хомуты с
применением отогнутых стержней, расположенных в одном и в двух уровнях
по высоте консоли.В 60-е годы во Львовском политехническом институте
В.М. Чубриковым была испытана серия коротких консолей в количестве 40
шт. Двухконсольные образцы прямоугольного очертания имели размеры
опорного сечения bxh, равные 20x20 и 20x30 см, прочность бетона
принималась 20 и 30 МПа. Целью испытаний являлось определение влияния:
соотношения a/h0, изменяющегося в пределах 0,3-0,4; продольного
армирования с процентом армирования, изменяющимся в пределах 0,6-
1,15%; видов поперечного армирования, в качестве которых поочередно
принималось армирование горизонтальными и вертикальными хомутами с
равномерным шагом по высоте и длине консоли, отдельными наклонными18
стержнями, расположенными в одном уровне по высоте консоли, с
изменением угла их наклона в пределах 45-60°; угла наклона внешней грани
консоли, равного 45°.В 70-е годы в Ленинградском инженерно-строительном институте
А.П.Павловым и А. Хайдари была испытана серия коротких консолей колонн
в количестве 36шт. Образцы представляли собой двухконсольные участки
колонн с наклонной внешней гранью консоли, угол наклона принимался
равным 45°, размеры опорного сечения bxh составляли 16x30 см, прочность
бетона изменялась в пределах В20-В40. Целью исследований являлось
изучение влияния количества продольной арматуры на несущую способность
консоли при изменении процента армирования |л5 в пределах 0,5-20%.В середине 60-х годов американцами J1. Крайзом и С. Рацем были
проведены многочисленные испытания коротких консолей. В программу
исследований были включены следующие факторы: прочность бетона,
изменяющаяся в пределах 20-50 МПа, соотношение a/h0, принятое в
пределах 0,15-0,6; угол наклона внешней грани при изменении его значения
от 30 до 60°; количество и размещение продольной арматуры при изменении
процента армирования |is в пределах 0,3-1,2%; совместное нагружение
горизонтальными и вертикальными силами при изменении соотношений
H=0,5F и H=F, где Н - горизонтальная сила; F - вертикальная сила.
Приложение горизонтальной силы осуществлялось в уровне верхней грани.Образцы имели двухконсольное очертание при ширине опорного
сечения, равной 20 см, и высоте, изменяющейся от 30 до 60 см. В анализе
было использовано около 100 испытанных образцов.В конце 60-х годов в Чехословакии Э. Горачеком была испытана партия
образцов коротких консолей, состоящая из 20 шт. Двухконсольные образцы с
наклонной внешней гранью, углом наклона 30° и размерами опорного
сечения консоли bxh, равными 20x40 см, изготавливались из бетона
прочностью 30 МПа. Ставилась задача исследовать влияние продольного
армирования при изменении процента армирования щ в пределах 0,3-0,7%, а
также видов поперечного армирования. Поочередно испытывались консоли,
армированные: вертикальными хомутами с равномерным шагом по длине
консоли; горизонтальными хомутами с отдельно стоящими отгибами;
наклонными хомутами с равномерным шагом. Величина соотношения a/h0
изменялась в пределах 0,5-0,7.В 70-х годах во Франции Ф. Фергюсоном были испытаны
большегабаритные консоли в количестве 36 шт. Прочность бетона
принималась в пределах 30-40 МПа, размеры опорного сечения консолей bxh
составляли 30x85 см, угол наклона нижней грани был равен 14°. Ставилась
цель исследовать влияние соотношения a/h0, изменяющегося в диапазоне
0,6-1,3, на образцах без поперечной арматуры и на образцах, в которых в
качестве поперечной арматуры принимались поочередно вертикальные и
горизонтальные хомуты с равномерным шагом по длине и высоте консоли.19
Характерные конструктивные решения коротких консолей колонн,
описание которых приведено выше, показаны на рис.2.1,а.Рис.2.1. Конструктивные решения коротких элементов, испытанных в
нашей стране и за рубежома - короткие консоли; б - опорные консоли; в - короткие балки; г - приопорные
участки балок.Исследования консольных опор ригелейОпорные консоли железобетонных ригелей с подрезками исследованы в
значительно меньшей степени, чем консоли колонн. Среди испытаний,
проведенных в нашей стране, можно отметить испытания ригелей, целью
которых являлось определение несущей способности ригелей при
конкретных конструктивных решениях. При этом разрушение консоли
опорной части имело единичные случаи.Среди зарубежных известны малочисленные американские испытания
опорных участков ригелей с подрезками, проведенные А. Маттоком и20
С.	Чаном. Испытано восемь образцов, принятая марка прочности бетона 30-
35 МПа, размеры опорного поперечного сечения консоли 15x30 см, высота
ригеля 61 см, соотношение высоты консоли и ригеля hc/h=0,5, вылет консоли20,0	см.Программа исследований предусматривала изучение влияния как
сосредоточенной за подрезкой поперечной арматуры, так и совместного
действия вертикальных и горизонтальных сил, приложенных в уровне
опорной площадки ригеля. Соотношение горизонтальной Н и вертикальной F
сил поочередно принималось равным H=0,5F. Конструктивное решение
испытанных приопорных участков ригелей показано на рис.2.1,6.Исследования коротких балокИсследования коротких балок, проведенные в нашей стране, являются
весьма малочисленными. Известны результаты испытаний коротких балок,
проведенные в 70-х годах институтом строительства GUR в Голландии.
Испытаны свободно лежащие на двух опорах короткие балки при
сосредоточенном нагружении с размерами поперечного сечения bxh=20x40.
Программа исследований включала широкий круг вопросов. Изучалось
влияние следующих факторов: соотношения a/ho, изменяющегося в
диапазоне 0,1-1,15, при варьировании длины балки в пределах от 45 до 140
см; размеров опорных и грузовых площадок lsup, значение которых
принималось от 4,5 до 18 см; качества продольной арматуры при значении
процента |Xs=0,7-1,3%; прочности бетона, принимаемой от 20 до 40 МПа;
горизонтальных хомутов при равномерно их расположении по высоте балки.
Конструктивное решение рассмотренных балок приведено на рис.2.1,в. Для
изучения влияния наклонных стержней, сосредоточенных в средней части
балки, тем же институтом были проведены испытания на элементах,
подобных рассмотренным выше коротким балкам (рис.2.1,г).Анализ исследуемых факторов и видов
коротких элементовВ экспериментах исследовались следующие факторы: соотношение a/ho,
принятое за критерий определения коротких элементов; количество
продольной арматуры, характеризующееся процентом армирования щ; виды
исследуемой поперечной арматуры - горизонтальные, вертикальные и
наклонные хомуты, а также отдельно стоящие отгибы и различные
комбинации названной поперечной арматуры; угол наклона свободной грани
консоли; размеры поперечного сечения; прочность бетона, а также виды
нагружения и разновидности коротких консолей.Следует отметить, что исследовалось большое число факторов,
влияющих на несущую способность коротких элементов. Однако есть
вопросы и проблемы, которые не нашли отражения в опытах.21
Не проводились экспериментальные исследования коротких консолей
колонн при многократно повторном нагружении, соответствующем условиям
эксплуатации консолей колонн промышленных зданий с крановой нагрузкой.Не исследовались различные схемы нагружений, а также схемы
опирания коротких балок, различные виды которых имеют место при многих
конструктивных решениях зданий и сооружений.Не все основные факторы исследовались при испытании опорных
консолей ригелей. К ним относятся конструктивное решение и количество
сосредоточенно у подрезки арматуры; соотношение высоты консоли и
ригеля; количество продольной арматуры в опорной консоли, положение
силы по длине ригеля; схемы опирания консолей ригеля.Рассмотрим степень изученности каждого фактора. Величина
соотношения a/ho изменялась в широком диапазоне - от 0,15 до 1,5 при
частой промежуточной градации. Можно сделать вывод, что этот фактор
наиболее полно исследован, несмотря на различное количество опытов при
различных значениях a/h0.Влияние количества продольной арматуры изучалось при изменении
значения процента армирования ц5=0,3-2,0%, т.е. в широком диапазоне.
Исследование данного фактора также можно признать наиболее полным. В
качестве развития исследований целесообразно изучение анкеровки
продольной арматуры, связанной со схемами опирания коротких элементов.Влияние угла наклона свободной грани консоли изучалось при
варьировании угла наклона от 15 до 60°. Этого вполне достаточно, чтобы
судить об изменении несущей способности консолей и целесообразности
проектирования наклонной грани.Влияние прочности бетона определялось при ее изменении от 10 до 50
МПа, т.е. охватывались все конструктивно возможные классы бетона. На
этом основании можно считать, что фактор - прочность бетона - является
удовлетворительно изученным.Вопрос влияния поперечного армирования на несущую способность
коротких элементов является очень важным. Изучались в основном все виды
поперечной арматуры и различная их комбинация. Однако признать изучение
этого фактора исчерпывающим нельзя в силу ряда причин, среди которых -
отсутствие информации о напряженном состоянии каждого вида стержней,
невозможность производить оценку влияния каждого вида арматуры из-за
небольшого количества экспериментальных исследований, а также
сопоставлять результаты исследований поперечной арматуры различных
авторов по причине изменений других факторов в сопоставляемых образцах.
Следует сделать вывод о необходимости дальнейшего исследования
поперечного армирования.Одним из важных факторов является изучение влияния размеров
опорных и грузовых площадок на несущую способность коротких элементов.
Этот фактор исследовался на основе коротких балок при одновременном и
одинаковом изменении длины площадок в пределах от 4,5 до 18 см. Следует22
признать, что этот фактор исследован недостаточно. Целесообразно в
дальнейших исследованиях изменять размеры грузовой площадки в больших
масштабах до перехода с сосредоточенного нагружения коротких балок на
равномерно распределенное нагружение.В экспериментальных исследованиях короткие балки имели постоянную
схему опирания: это были свободно лежащие на двух опорах балки.
Целесообразно произвести анализ других видов опирания, например
монолитного соединения с опорой и др.Виды и характер нагружения по значению являются на порядок выше
остальных факторов и составляют проблему расчета коротких элементов.
Более подробно этот фактор освещается ниже.Ценность собранных результатов исследований коротких элементов, к
сожалению, снижается из-за наложения изменения факторов при
сопоставлении результатов различных авторов.Перейдем к анализу исследуемых видов коротких элементов. В
рассматриваемых экспериментах исследовались основные представители
коротких элементов - консоли и короткие балки.Более подробно исследованы консоли колонн, недостаточно
исследованы разновидности консолей - опорные консоли ригелей и совсем
не исследованы разновидности коротких балок - перемычки над проходами и
подкрановые ригели двухветвевых колонн. Отсюда следует, что
целесообразно расширить виды и углубить исследования коротких
элементов, так как названные конструкции имеют широкое применение в
строительстве и существует обоснованная выше необходимость разработки
единого метода расчета коротких элементов.В целом анализ результатов накопленных опытов создает основу для
совершенствования и разработки методов расчета коротких элементов, а
также позволяет осуществить планирование дальнейших исследований
коротких элементов и усилить техническую направленность научных
исследований.Общая программа экспериментальных исследований
коротких элементовЦель программы заключается в том, чтобы ее осуществление
обеспечивало возможность всестороннего изучения сопротивления коротких
элементов и способствовало созданию единого метода расчета.Принятый принцип построения программы базируется на анализе
накопленного опыта и заключается в четком выборе направлений
исследований. Было избрано два направления - исследования на основе
физического эксперимента и исследования на основе численного
эксперимента с использованием программ автоматизированного
проектирования. С учетом того, что экспериментальное исследование
коротких элементов в значительной степени отстает от исследований других
видов конструкций и что решить проблему коротких элементов на основе23
численных методов пока не представляется возможным, главная роль в
программе отводится физическому эксперименту. На рис.2.2, показана схема
программы исследований коротких элементов.В качестве исследуемых элементов были приняты короткие консоли
колонн промышленных зданий, опорные консоли ригелей многоэтажных
сооружений, короткие балки, перемычки и подкрановые ригели24Рис 2.2. Схема программы исследований коротких элементов.КОРОТКИЕ ЭЛЕМЕНТЫОпределение НДС численным
методом по ППП АП ЖБК и
методом плоских одноосных
напряженных состоянийЭкспериментальное обоснование новых видов армирования (примеры)(Экспериментальное исследование видов нагруженияЭкспериментальное
исследование факторов
Ashoa/h0 Аыу
hoc/ho A sc
Aswi- схема нагруженияe0=o -e0>o -e0>o
Fl Fpb F Fy FpbСовместное действие FnHМногократноповторноенагружение
двухветвевых колонн, а также ростверки свайных фундаментов и диафрагмы
жесткости при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил.Поскольку главная роль отведена физическому эксперименту, это
направление программы является наиболее развитым и состоит из трех
качественно отличающихся видов исследований. Первый вид представляет
собой изучение влияния факторов на напряженное состояние и несущую
способность коротких элементов. Второй вид - это исследование видов
нагружения конструкций, в частности совместного действия вертикальных и
горизонтальных сил. Третий вид - это исследование характера приложения
нагрузки, в данном случае влияния многократно повторного нагружения, т.е.
исследование выносливости коротких консолей при действии крановой
циклической нагрузки.Второе направление исследований включает в себя расчет основных
представителей коротких конструкций методом конечных элементов по
пакету прикладных программ автоматизированного проектирования
железобетонных конструкций (111111АПЖБК).Для обеспечения завершенности научных исследований и внедрения
результатов в производство целесообразно экспериментальное обоснование
предлагаемых эффективных видов армирования коротких элементов
включить в программу в качестве завершающего этапа исследований.Общая программа обеспечивает решение поставленных проблем и
способствует усилению технической направленности исследований.Испытание коротких консолей колонн
Программа испытанийНа основе общей программы осуществлялось исследование коротких
консолей колонн. В качестве исследуемых факторов для консолей колонн
принималось влияние видов поперечного армирования, которое мало
изучено. В программу было включено исследование всех видов поперечной
арматуры, горизонтальных, вертикальных и наклонных хомутов,
расположенных равномерно по высоте и длине консоли (рис.2.3). При этом
шаг всех видов хомутов принимался одинаковым, переменным являлся
диаметр хомутов. Целью таких испытаний являлось определение
напряженного состояния каждого вида поперечной арматуры, а также
численная оценка их влияния на несущую способность и характер
разрушения консолей.В результате совместной работы элементов каркаса здания либо в
результате работы мостовых кранов в уровне верхней грани консоли при
эксплуатации возникают горизонтальные растягивающие или сжимающие
силы, что приводит к тому, что консоль работает при совместном действии
вертикальных и горизонтальных сил (рис.2.4). Такой вид нагружений
является неизученным, поэтому он был включен в программу исследований.25
Рис. 2.3. Факторы, исследуемые при испытании коротких консолей
колонна - горизонтальные хомуты; б - вертикальные хомуты; в - наклонные хомуты; г -
продольная арматура.Соотношение сил принималось равным H=(0,25-0,75)F, где Н -
горизонтальная сжимающая или растягивающая сила, F - вертикальная сила
(см. рис.2.4).Рис.2.4. Виды нагружения, исследуемые при испытании коротких
консолей колонна - совместное действие вертикальной и растягивающей горизонтальной сил; б -
совместное действие вертикальной и сжимающей горизонтальной сил.Особенностью характера нагружения консолей колонн промышленных
зданий является многократно повторное нагружение крановой нагрузкой.26
Влияние такого характера нагружения на сопротивление консоли не
исследовалось, поэтому программой было предусмотрено экспериментальное
исследование выносливости консолей при разрушении по растянутой зоне и
при разрушении сжатой полосы бетона (рис.2.5). Исходя из наиболее
опасного влияния, действительных условий эксплуатации и технических
возможностей минимальное значение коэффициента асимметрии цикла р
принималось равным 0,135. В качестве среднего значения принималось
р=0,35.Рис.2.5, схемы многократно повторного приложения нагрузки,
исследуемые при испытании коротких консолей колонна - при изучении выносливости сжатой полосы бетона; б - при изучении
выносливости растянутого арматурного пояса.На основании проведенных исследований предполагалось разработать
эффективные виды армирования коротких консолей с последующим
экспериментальным обоснованием (рис.2.6). Включение этих экспериментов
завершило программу исследований коротких консолей.Рис.2.6. Виды армирования коротких консолей колонн, исследуемых
при испытании27
Консоли колонн
при изменении основных факторовСогласно программе исследований были испытаны образцы коротких
консолей с различными видами поперечной арматуры. Опытная серия
состояла из 13 образцов (рис.2.7). По величине образцы в 2-3 раза меньше
натурных консолей. Прочность бетона составляла 20-30 МПа. В качестве
хомутов использовались стержни 203B-I, 205B-I, а также 208A-III; шаг
хомутов независимо от вида поперечной арматуры принимался равным 50
мм. В пределах опытной серии количество поперечной арматуры изменялось
в пределах |iw=0,18-0,32-0,68%, количество продольной арматуры в пределах
118=0,3-0,5%. Для сопоставлений в пределах опытной серии был испытан
образец с меньшим количеством продольной арматуры. Вместо 2018A-III
было принято 2012A-III, при этом процент армирования щ 0,5% до 0,3%.
Характеристика опытной серии образцов приведена в табл.2.1.Рис. 2.7. Конструктивные решения образцов консолей при
исследовании влияния арматурыа - горизонтальных хомутов ; б - вертикальных хомутов; г -продольной
арматуры; д - опалубочный чертеж образцов консолей.28
Таблица 2 АХарактеристика опытной серии образцов консолей колонн№п/пСерияМаркаобразцовПрочность
бетона, МПаРазмеры
поперечного
сечения, смПродольноеармированиеПоперечное армированиеОтогнутая арматураRRbbhR*МПакол-во,диаметр,классR*w,МПакол-во,диаметр,классшаг, смRsw.inc,МПакол-во,диаметр,класс15К-1с33,52015374603/18AIII4102/ЗВр-15-25К-2с33,52015374603/18AIII4102/ЗВр-155053/12А1П3V5К-Зс33,52015374603/18 AIII---5054/12АП145К-4с33,52015374603/18 AIII3902/6A-III5-55К-5с33,52015374603/18АШ4102/ЗВр-15-_65К-6с33,52015374603/18AIII4052/4Вр-15--7V5К-7с33,52015374603/18АШ3952/5Вр-15--85К-8с33,52015374603/18А1П3902/6AIU5--29
Консоли колонн
при многократно повторном нагруженииПрограммой предусматривалось проведение экспериментальных
исследований двух серий образцов в количестве 26 шт. для изучения
выносливости:-	сжатой наклонной полосы консоли при значениях
коэффициента асимметрии цикла р=0,135 и р=0,35 и различных
значениях Fmax;-	растянутой зоны консоли при тех же значениях
коэффициента асимметрии цикла.По форме опытные образцы (рис.2.8) были одноконсольными,
спаренными в уровне ствола колонны под консолями. Размеры консолей
назначались в зависимости от габаритных размеров испытательной машины.Рис.2.8. Конструктивное решение образцов консолей колонн,
испытывающих многократно повторное нагружениеа - при изучении выносливости сжатой полосы; б - при изучении выносливости
растянутого арматурного пояса.Образцы первой серии армировались продольной арматурой 3018A-III,
горизонтальными хомутами 203B-I с шагом 50 мм. Класс бетона изменялся в
пределах В20-В30.Образцы второй серии отличались армированием, в качестве
продольной арматуры принимались стержни 2012A-III. Для усиления
сжатой полосы бетона часть продольных стержней, расположенных в стволе
колонны, отгибалась в пределах консоли в направлении действия силы и
составляла 2012A-III. Характеристика опытных образцов консолей
приведена в табл.2.2.Испытывались образцы в универсальной машине ГРМ-1,
представляющей собой гидравлический пресс, снабженный пульсатором
мощностью 25т. Частота нагружений, развиваемая при испытании
пульсатором, составляла 400 циклов в минуту.30
Таблица 2.2Характеристика опытных образцов консолей при многократно повторном нагружении№п/пСерияМаркаобразцовРПрочность
бетона, МПаРазмеры
поперечного
сечения, смПродольноеармированиеПоперечное армированиеОтогнутаяарматураRRbbhRs,кол-во, dRswкол-во, dшагRsw,incкол-во, d12345678910111213141511К-1с-27,515,815374403/18AIII4102/ЗВр-15--2I1К-1м0,13527,515,8 .15374403/18AIII4102/ЗВр-15--31К-2м0,13527,515,815374403/18AIII4102/ЗВр-15--4IK-Зм0,13527,515,815374403/18AHI4102/ЗВр-15--5ПС-2с-3621,315374403/18AIII4102/ЗВр-15--6II1К-4м0,1353621,315374403/18A1II4102/ЗВр-15-.71К-5м0,1353621,315374403/18 AIII4102/ЗВр-15--81К-6м0,1353621,315374403/18АП14102/ЗВр-15--92К-1с-18,410,515374403/18AIII4102/ЗВр-15-10II2К-1м0,13518,410,515374403/18AIII4102/ЗВр-15--112К-2м0,13518,410,515374403/18AIII4102/ЗВр-15--122К-Зм0,13518,410,515374403/18AIII4102/ЗВр-15--13ЗК-1с-19,310,115374403/18АП14102/Вр-15--14шЗК-1м0,3519,310,115374403/18AIII4102/Вр-15--15ЗК-2м0,3519,310,115374403/18AIII4102/ЗВр-15-_16ЗК-Зм0,3519,310,115374403/18АШ4102/ЗВр-15--174К-1с-31,618,515374602/12АП14102/ЗВр-154602/12АП118IV4К-1м0,3531,618,515374602/12AHI4102/ЗВр-154602/12 AIII194К-2м0,3531,618,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12АП1204К-Зм0,3531,618,515374602/12АП14102/ЗВр-154602/12АП1216К-1с-33,519,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12АШ226К-1м0,13533,519,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12АП123VI6К-2м0,13533,519,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12AIII24бК-Зм0,13533,519,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12AIII256К-4м0,13533,519,515374602/12 All I4102/ЗВр-154602/12 AIII266К-5м0,13533,519,515374602/12AIII4102/ЗВр-154602/12AIII31
Образцы консолей имели предварительное напряжение ствола колонны,
равное 100 кН, тем самым создавались условия, близкие к реальным.Величины циклических характеристик (табл. 2.3) устанавливались на
основе испытаний образцов консолей при статическом нагружении.
Величина коэффициента цикла асимметрии принималась из условий
действительной работы консолей и условий наибольшей опасности, а также
технических возможностей. С учетом сказанного, минимальное значение
коэффициента асимметрии р было принято равным 0,135, в качестве
среднего значения принято р=0,35. Число циклов нагружений незначительно
превышало условный предел, принятый в нормах и составляющий 2106
циклов. Образцы, не разрушившиеся при циклическом нагружении,
впоследствии разрушались при статическом нагружении.Для сопоставлений и анализа параллельно испытанию образцов
коротких консолей проводилось испытание при многократно повторном
воздействии нагрузки бетонных призм и арматурных стержней с
циклическими характеристиками, подобными образцам консолей.Консоли колонн при совместном действии
вертикальных и горизонтальных силБыли испытаны образцы консолей в количестве 5шт. при совместном
действии вертикальных и горизонтальных сил. Прочность бетона составляла
20-30 МПа. В качестве продольной арматуры принимались стержни 30ISA-
Ill, в качестве поперечной арматуры предусматривались горизонтальные
хомуты 205B-I € равномерным шагом по высоте консоли, равным 50 мм.
(рис.2.9.)Рис. 2.9. Конструктивное решение образцов
консолей при совместном нагружении
вертикальной и горизонтальной нагрузкамиХарактеристика опытных образцов приведена в табл. 2.4. Испытания
проводились в специально изготовленной установке. Последняя
представляла собой раму двойного действия, состоящую из продольных
боковых тяг и двух поперечных стержней, один из которых проходит через
отверстие, специально предусмотренное в стволе колонны на уровне верхней
грани консоли. В результате образуется прямоугольная горизонтальная
силовая рама, внутри которой устанавливается другая прямоугольная рама,
соединяющая внешнюю поперечную часть силовой рамы с консолью
колонны. В системе между внешней и внутренней рамами располагается 25-32
тонный динамометр, фиксирующий величину горизонтального усилия,
появляющегося в результате перемещения гаек-муфт по резьбе составных
боковых тяг.2 - 818633Примечание. В графе 5 в числителе дана нагрузка от массы металлических подкрановых балок, в знаменателе -
от массы железобетонных подкрановых балок.Таблица 2.3Значения циклических характеристикP ~1 8 10,110,360,180,560,060,20,10,310,050,160,080,25Расчетная нагрузка
от 1-го крана
Ртах» КН1 7 |140.5140.5217217258256387387313313487.5487.5F •Р ~1 6_ j0,050,180,090,280,030,10,050,160,0230,080,040,124Расчетная нагрузка
от массы
подкрановых балок,
Fmin, кН1 5 |155039121155039121155039_121Расчетная
нагрузка (от
2-х кранов)
F иму.кН1 4 |281281434434512512774774626626975975Шаг колонн,
м1 з |6,06,012,012,06,06,012,012,06,06,012,012,0Грузоподъемностькрана,кН1 2 |125125160/32160/32320/80320/80№п/п1123456789101112 ...
Поперечное армированиешаг,см5555555кол-во,диаметр,класс2/5Вр-12/5Вр-12/5Вр-12/5Вр-12/5Вр-12/5Вр-12/5Вр-1Rsw>МПа305305305305305305305Продольноеармированиекол-во,диаметр,класс3/18AIII
3/18AIII
3/18AIII
3/18AIII3/18А1П
3/18AIII
3/18AIIIRs,МПа46046460460460460460Размеры
поперечного
сечения, смh37373737373737b15151515151515Прочность
бетона, МПаRь20202020202020R33.533.533.533.533.533.533.5ЯF00,250,50,75-0,25-0,5-0,75Маркаобразцов5К-1сКГ-1-1КГ-1-2КГ-1-3КГ-11-1
КГ-II-2
КГ-П-З56
иIII№п/п123456
7Таблица 2.4Характеристика опытных образцов консолей колонн
при совместном действии вертикальной и горизонтальной сил34
Консоли колонн
при различных видах армированияВ завершение программы исследований коротких консолей были
испытаны натурные консоли с типовым и облегченным армированием. За
основу при проектировании натурных консолей принимались типовые
решения наиболее нагруженных колонн двух видов: двухконсольные
образцы колонн среднего ряда (количество консолей - Зшт.) и
одноконсольные образцы колонн крайнего ряда (количество консолей - 2
шт.) для кранов грузоподъемностью 32016т. При этом высота опорного
сечения консоли принималась 1000 мм вместо 1200 мм.Натурные консоли отличались только поперечным армированием
(рис.2.10). В качестве продольной арматуры принимались стержни 3028А-
III. В консолях с типовым армированием в качестве поперечной арматуры
предусматривались горизонтальные замкнутые хомуты 205B-I с шагом 150
мм и отогнутые стержни 2016A-III, расположенные в двух уровнях по
высоте консоли.Рис.2.10. Конструктивные решения натурных консолей колонн при
изучении эффективных видах армированияа - типовое решение (серия КЭ-01-49); б - предлагаемое армирование консолей
крайнего ряда; в - предлагаемое армирование консолей среднего ряда.35
Кроме того, была испытана серия образцов коротких консолей с
эффективными видами армирования, разработанными на основе
проведенных исследований (рис.2.11).В образце с облегченной конструктивной формой стержни,
выполняющие роль анкерных стержней грузовой площадки, используются в
сжатом подкосе как рабочие стержне и располагаются таким образом, что
повторяют контур консоли. Диаметр и количество этих стержней составляли
401OA-III. В качестве поперечной арматуры принимались хомуты 203B-I,
расположенные перпендикулярно внешней грани консоли.Рис.2.11. Конструктивные решения образцов консолей при изучении
эффективных видов армирования и конструктивной формыИспытаны образцы, имеющие конструктивное решение, подобное
рассмотренному, и отличающиеся тем, что в них не устраивалось отверстие и
хомуты располагались горизонтально.Следующий образец содержал отогнутые в пределах консоли и в
сторону действия силы продольные стержни арматуры ствола колонны;
количество и диаметр этих стержней составляли 2012A-III. В остальном
армирование было аналогично предыдущим образцам.Испытан образец консоли, в котором в качестве поперечной арматуры
принимались сварные сетки, ориентированные перпендикулярно внешней
грани, диаметр стержней сеток 03B-I, шаг 30 мм. Всего испытано 5 образцов
консолей. Характеристика испытанных натурных консолей и образцов
консолей приведена в табл. 2.5.Испытание опорных консолей ригелей
Программа испытанийПоскольку целенаправленных экспериментальных исследований
опорных консолей ригелей с подрезками ранее не проводилось, программа их
исследований включала в себя более широкий круг вопросов (рис.2.12):
положение силы относительно центра опоры, т.е. величина a/hoC,
изменяющаяся в пределах 0,9; 1,5 и 2,5; количество и многовариантность
расположения сосредоточенной за опорным сечением консоли поперечной
арматуры ригеля при различном положении силы по его длине; количество36
продольной арматуры консоли при различном положении силы по длине
ригеля; соотношение высоты консоли ригеля hoc/h, равное 1/3, 1/2 и 2/3.Отогнутая арматураколичество,диаметр,класс4/16АШR*w,mc>МПа480Поперечное армированиешаг,см1515151515количество,диаметр,класс2/5Вр-12/8AIII2/8AIII2/8AIII2/8AIIIRsw,МПа395390390390390Продольноеармированиеколичество,диаметр,класс3/28AIII3/28АП13/28AIII3/28AIII3/28AIIIR.,МПа420420420420420Размеры
поперечного
сечения, смh9899
99
98
98b4040404040Прочность
бетона, МПаRb28,122.316.4
12,7
9,1R3728,922,616,111,5Маркаобразцов2К-1т2К-1н2К-2нIK-IhИС-2нI§яI№п/п12345Таблица 2.5Характеристика натурных консолей37
При совместной работе элементов каркаса здания и консоли ригеля в уровне
опорной площадки возникают горизонтальные сжимающие или
растягивающие усилия. В результате возникает совместное действие
вертикальных и горизонтальных сил, изменяющее напряженно-
деформированное состояние консолей. Такой вид напряжений ранее не
исследовался и был включен в рассматриваемую программу. ВеличинаРис. 2.12. Факторы, исследуемые
при испытании опорных консолей
ригелейа - соотношение a/hoc', б - конструктивные
решения сосредоточенной у подрезки
арматуры при одинаковой суммарной
площади и переменном количестве
стержней; в - то же при различных
диаметрах и постоянном количестве
стержней; г - продольная арматура
консоли; д - соотношение hoc/ho-горизонтальной силы H принималась поочередно равной 0,15F; 0,25F и 0,5F,
где F - вертикальная сила. Схема приложения сил показана на рис.2.13.Рис.2.13. Виды нагружения, исследуемые при испытании опорных
консолей ригелей с подрезкамиа - при совместном действии вертикальной и растягивающей горизонтальной сил;
б - при совместном действии вертикальной и сжимающей горизонтальной сил; в -
при защемлении ригеля на опоре.При компоновке конструктивной схемы зданий иногда применяется
частичное защемление ригеля на опоре, в результате в консоли возникает38
изгибающий момент. Влияние частичного защемления ригеля на опоре
приводит к изменению напряженного состояния консольной части; его
исследование также необходимо. В программу был включен данный вид
нагружений, при этом горизонтальные составляющие момента принимались
равными 0,15F; 0,25F и 0,5F. Предполагалось на основе проведенных
исследований разработать и экспериментально обосновать эффективные
виды армирования опорных участков ригелей (рис.2.14). Этим завершается
программа исследований опорной консоли ригеля.Рис. 2.14. Виды армирования опорных консолей, исследуемых при
испытании ригелей с подрезками.Опорные консоли ригелей
при изменении различных факторовСогласно программе исследований испытано четыре серии натурных
опорных участков ригелей с подрезками, всего 32 опоры. Целью испытания
являлось изучение влияния различных факторов. Целью испытания являлось
изучение влияния различных факторов на сопротивление консольных опор
ригелей.В первой серии образцов исследовалось влияние положения силы по
длине ригеля относительно оси опоры (рис.2.15). Было испытано 13 опор при
соотношении a/hoc, равном 0,9, 1,5 и 2,5. Опытные образцы имели натурные
размеры, высота консоли составляла 300 мм, вылет консоли - 150 мм, высотаРис.2.15. Конструктивное решение
образцов опорных консолей ригелей при
исследовании положения силы
относительно оси опорыригеля - 450 мм, ширина - 200 мм. Ригели изготавливались без полок для
опирания плит, для того чтобы исключить возможность разрушения по
полкам.39
В качестве продольной арматуры ригелей предусматривались стержни
3032A-III с анкеровкой в виде коротышей, приваренных по концам
арматуры. Вертикальные хомуты ригеля принимались 201OA-III с шагом 150
мм. В качестве сосредоточенных хомутов использовались стержни 2020А-
III, продольная арматура состояла из 2018A-III. Прочность бетона 25-30
МПа.Во второй серии образцов исследовались количество и
многовариантность расположения вертикальных хомутов, сосредоточенных
за опорным сечением консоли (рис.2.16). Всего испытано 20 опор ригелей.
Характеристика образцов приведена в табл.2.5. Отличие в армировании
второй серии ригелей от первой заключалось в конструировании
сосредоточенных хомутов.Рис.2.16. Конструктивное решение образцов опорных консолей ригелей
при различных вариантах расположения сосредоточенной у подрезки
поперечной арматурыа - сосредоточенный вертикальный хомут; б - пакет вертикальных хомутов; в,г,д -
варианты рассредоточения вертикальных хомутов; е - сосредоточенные хомуты в
виде спирали.Изменялись количество, диаметр и вид арматуры. В качестве
сосредоточенных хомутов поочередно принимались стержни 202OA-III;
группа хомутов 801OA-III, объединенная в пакет; хомуты рассредоточенные
с равномерным шагом 50 мм; хомуты 8010A-III с шагом 25, 50 и 75 мм;
спираль, объединенная в пакет 2405Вр-1 в одном случае и рассредоточенная
в другом случае.40
В третьей серии испытывались опоры ригелей при изменении
количества продольной арматуры (рис.2.17); всего было испытано 9 опор.
Образцы имели подобные предыдущим сериям размеры и конструирование.
Характеристика опытных ригелей приведена в табл. 2.5. В качестве
сосредоточенного хомута предусматривались стержни 202OA-III, в качестве
продольной арматуры принимались поочередно хомуты 2016A-III, 202ОА-
III и 2025A-III. При испытании изменялось положение силы, и a/hoc
принималось равным 0,9; 1,5; 2,5. Прочность бетона составляла 30 МПа.В четвертой серии испытывались натурные опытные ригели, в которых
изменялась высота опорной консоли hoc и принимались поочередно равной
0,67h; 0,5h и 0,33h, где h - высота ригеля (рис.2.18). Было испытано 10 опор.
Характеристика опытных ригелей приведена в табл. 2.5. В качестве
сосредоточенных хомутов принимались 2020A-III, 2012A-III, 2010A-III.
Прочность бетона составляла 30 МПа.Рис. 2.18. Конструктивное решение образцов опорных консолей ригелей
при исследовании влияния соотношения высоты консоли и ригеляa - hoc - 0,67 h0; б - hoc - 0,5 h0', в - hoc - 0,33 ha.Опорные консоли при совместном действии
вертикальных и горизонтальных силСогласно программе было испытано девять натурных опор ригелей с
подрезками при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил.41Рис.2.17. Конструктивные
решения образцов опорных
консолей	ригелей	приисследовании влияния количества
продольной арматуры
Для производства эксперимента была использована специально
изготовленная горизонтальная силовая рама двойного действия. Конструкция
этой рамы была подобна конструкции рамы, которая применялась при
испытании коротких консолей.Целью испытаний являлось определение особенностей сопротивления
опорных консольных участков ригелей при совместном действии
вертикальных и горизонтальных сил. Горизонтальные силы прикладывались
в уровне опорной площадки консоли. Поскольку соотношение сил в
реальных условиях изменяется в силу ряда причин, при испытаниях величина
горизонтальных сил Н принимались поочередно равной 0,15F; 0,25F и 0,5F,
где F - вертикальная сила.Опытные натурные опоры ригелей по конструктивной форме были
подобно предыдущим образцам (рис.2.19). В качестве продольной арматуры
ригелей принимались стержни 303OA-II1, в качестве продольной арматуры
консолей - хомуты 2018A-III, в качестве хомутов сосредоточенных у
подрезки - стержни 4014A-III (рис.2.19,а) и 6012A-III (рис.2.19,б);
остальные хомуты - 208A-III с шагом 100 мм и 201OA-III с шагом 150 мм.Рис. 2.19. Конструктивное решение опорных консолей ригелей при
исследовании совместного действия вертикальной и горизонтальной
нагрузока - нагружение вертикальной и горизонтальной нагрузками; б - защемление
ригеля на опоре.Опорные консоли
при частичном защемлении на опорахПри компоновке каркасов межвидового назначения соединение ригелей
с подрезками в некоторых случаях производится с помощью пластин,
расположенных в уровне верхней грани ригеля, приваренного к закладным
деталям колонн. В результате опорные консоли ригелей становятся
защемленными на опорах. Степень защемления определяется количеством
арматуры и размерами соединительных пластин.Испытано девять натурных опор ригелей при частичном защемлении,
т.е. при действии пары сил на опоре (опорный изгибающий момент). Целью
испытания являлось выявление характера сопротивления консольных опор
при действии изгибающего момента.42
Опытные натурные опоры ригелей имели конструктивные решения,
подобные предыдущим образцам (см. рис.2.19,6). В качестве
сосредоточенных у подрезки хомутов принимались два спаренных хомута
4012A-III, несколько наклоненных в сторону оси опоры. Такое
конструктивное решение связано с условиями размещения закладной детали,
соединяющей опорную пластину с продольной верхней арматурой ригеля, в
качестве которой приняты стержни 2018A-III. В качестве продольной
арматуры консоли приняты стержни 2018A-III; остальные хомуты - 208А-
III с шагом 100 мм.Испытывались опоры ригелей при наличии опорного момента,
поочередно принимаемого равным 0,25; 0,5 и 1,0 от величины опорного
момента, при котором в растянутой арматуре наступала текучесть.Опорные консоли ригелей
с различными видами армированияИспытаны натурные опоры ригелей с разработанными эффективными
видами армирования (рис.2.20).Рис.2.20. Конструктивные решения опорных консолей при
исследовании эффективных видов армированияа - типовое решение (серия ИИ-04); б - сосредоточенный вертикальный
хомут; г - пластина-хомут; д - крючкообразный вертикальный хомут; приваренный
к опорной площадке; е - спаренные хомуты разной высоты; ж - сосредоточенные
хомуты в виде спирали.43
Всего испытано 10 опор. В качестве сосредоточенной арматуры
принимались: хомуты, объединенные в пакет; одиночные хомуты большого
диаметра; сосредоточенный у подрезки хомут-пластина из листовой стали;
хомуты с петлеообразными отогнутыми наклонными частями-анкерами,
приваренными к опорной пластине; хомуты из спирали, а также спаренные
хомуты различной высоты.Испытание коротких балокПрограмма испытанийКороткие балки. Настоящая программа явилась дальнейшим развитием
исследований сопротивления коротких балок.В качестве исследуемых факторов были приняты (рис.2.21): изменение
размеров грузовой площадки; количество продольной арматуры; поперечноеРис.2.21. Факторы, исследуемые при испытании коротких балока - количество продольной арматуры; б - армирование горизонтальными
хомутами; в - армирование вертикальными хомутами; г - размеры верхней
Опорной площадки.44
армирование в виде вертикальных и горизонтальных хомутов с равномерным
шагом. В рамках данной программы работа продольной арматуры
сопоставлялась с работой перемычек и подкрановых ригелей. В целом
исследование коротких балок играет вспомогательную роль при изучении
разновидностей коротких балок, поэтому программа исследований, является
достаточной на данном этапе.Разновидности коротких балок - перемычки над проходами и
подкрановые ригели двухветвевых колонн. Перемычки над проходами в
надкрановой части колонн экспериментально не исследовались, поэтому для
выявления особенностей их напряженно-деформированного состояния в
программу были включены факторы, отличающие перемычку от собственно
коротких балок. К таким факторам были отнесены высота перемычки и
количество продольной арматуры, что объясняется тенденцией к увеличению
высоты в перемычках, а также монолитным соединением их с опорами-
ветвями колонн (рис.2.22).Рис.2.22. Конструктивные решения образцов перемычек над проходами
в колоннах при исследованииа - влияния высоты перемычек; б - количества продольной арматуры и видов
нагружения.При опирании конструкций покрытия и совместной работе конструкций
каркаса зданий в уровне верха перемычек возникают горизонтальные силы.
Такой вид нагружений ранее не исследовался, поэтому изучение влияния
совместного действия вертикальных и горизонтальных сил на несущую
способность было включено в программу исследований перемычек при
величине горизонтальной силы Н, составляющей поочередно 0,25F и 0,5F,
где F - вертикальная сила (рис.2.23).Поскольку перемычки над проходами являются тяжелонагруженными
элементами, вопрос совершенствования их армирования и
экспериментальной оценки новых видов армирования был включен в
программу исследований. Предлагаемые виды конструктивных решений
показаны на рис.2.24.45
Рис.2.23. Виды нагружения, исследуемые при
испытании перемычек над проходами в надкрановой
части колоннРис.2.24. Факторы,
исследуемые	прииспытании перемычек над
проходами в надкрановой
части колонна - высота перемычек; б -
количество продольной
арматуры.46Подкрановые ригели отличаются многочисленностью схем нагружений
и особенностями конструктивной формы. Поскольку подкрановые ригели
экспериментально не изучались, в программу исследований были включены
схемы нагружений, максимально приближенные к действительной работе
ригелей. Были приняты следующие схемы нагружений: центральное
нагружение ствола колонны; центральное нагружение ствола колонны с
одновременным нагружением ригеля крановой нагрузкой; внецентренное
приложение нагрузки на ствол колонны; внецентренное нагружение ствола
колонны с односторонним приложением крановой нагрузки.
Рис. 2.25. Факторы, исследуемые при испытании подкрановых ригелей
двухветвевых колонн. Схемы нагруженийа - центральное нагружение ствола колонны; б - совместное центральное
нагружение ствола колонны с нагружением ригеля крановой нагрузкой; в -
внецентренное нагружение ствола колонны; г - совместное внецентренное
нагружение ствола колоны с несимметричным приложением крановой нагрузки.Экспериментальное обоснование предлагаемых вариантов эффективных
видов армирования предусматривалось программой.Короткие балки
при изменении основных факторовСогласно программе исследований было испытано две серии образцов
коротких балок, всего десять образцов. Опытные образцы изготавливались
прямоугольного сечения размерами 25x40 см, длиной 60 см, прочность
бетона 20 и 30 МПа. В качестве продольной растянутой арматуры
принимались стержни 308A-III.В первой серии образцов исследовалось влияние поперечной арматуры,
в качестве которой поочередно принимались горизонтальные хомуты 306А-
III и 308A-III, равномерно расположенные по высоте ригеля, с шагом 50 и
100 мм (рис.2.26). В качестве вертикальной арматуры применялись стержни
306A-III с равномерным шагом 50 и 100 мм, в качестве смешанного
армирования - горизонтальные и вертикальные хомуты 306A-III с шагом 50
мм. Для сопоставления испытан образец без поперечной арматуры.47Совершенствование армирования подкрановых ригелей является
закономерным и необходимым результатом исследований (рис.2.25).
Рис.2.26. Конструктивные решения образцов коротких балок при
исследовании влияния армированияа - продольной арматурой; б - горизонтальными хомутами; в -
вертикальными хомутами.Во второй серии образцов исследовалось влияние размеров грузовой
площадки. Опытные образцы имели подобное первой серии конструктивное
решение (рис.2.27) при применении горизонтальных хомутов 306A-III с
шагом 100 мм. Размеры грузовой площадки составляли 100x25x10 мм; в
последующем ее длина поочередно принималась равной 200, 300 и 400 мм.Рис. 2.27. Конструктивное решение
образцов коротких балок при
исследовании влияния размеров
грузовой площадки и схемы нагруженийПеремычки над проходами
в надкрановой части колоннБыло испытано три серии образцов перемычек над проходами в
надкрановой части колонн. Опытные образцы перемычек представляли собой
фрагмент надкрановой части колонн. Опытные образцы перемычек
представлял собой фрагмент надкрановой части колонн, уменьшенный по
сравнению с натурной колонной в два раза. Ширина и толщина перемычек
bxh оставались постоянными и составляли 20x45 см. Прочность бетона
ЗОМПа. Всего испытано 11 образцов перемычек и одна натурная перемычка.В пределах первой серии опытных образцов изучалось влияние высоты
перемычек, которая поочередно принималась равной 30, 40, 50, 60 и 80 см
(рис.2.28). В качестве продольной арматуры перемычек принимались
стержни 4012A-III, в качестве поперечной арматуры - горизонтальные
хомуты 205Вр-1 с равномерным по высоте перемычки шагом, равным 75 мм.Во второй серии опытных образцов перемычек изменялся процент
армирования \is продольной арматурой и поочередно принимался равным -48
Рис. 2.28. Виды армирования
перемычек над проходами в
надкрановой части колонн,
исследуемых при испытании0,17, 0,38, 0,67%; при этом количество арматуры соответственно
принималось - 308A-III, 3012A-III и 3016A-III. В качестве поперечной
арматуры использовались горизонтальные хомуты 205Вр-1 с шагом 75 мм.
Конструктивное решение образцов перемычек показано на рис.2.22,б.Рис. 2.30. Конструктивные
решения образцов перемычек
над проходами в колоннах при
исследовании	видовэффективного армирования и
конструктивной формыВ третьей серии исследовались виды нагружений. Испытаны три
образца перемычек при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил. Конструктивное решение перемычек аналогично
конструктивному решению образцов первой серии (рис.2.30) при высоте49
перемычек 80 см. Величина горизонтальной силы Н поочередно принималась
равной H=0,25F, H=0,5F, где F - вертикальная сила.Подкрановые ригели двухветвевых колоннБыла испытана серия образцов подкрановых ригелей при изменении
схемы приложения нагрузки (рис.2.31). Всего испытано четыре образца.
Образцы представляли собой фрагмент двухветвевой колонны, размеры
которого вдвое меньше натурных. В верхней части образцов
предусматривалась выступающая надкрановая часть колонны высотой 20 см.
Размеры сечения bxh ригелей составляли 25x65 см, длина - 110 см. В
качестве продольной арматуры были приняты стержни 8012A-III,
расположенные в два ряда. В качестве поперечной арматуры использовались
горизонтальные хомуты 20Вр-1 с шагом 75 мм и вертикальные хомуты
205Вр-1 с шагом 100 мм. Схемы приложения нагрузок показаны на рис.2.26.Рис. 2.31. Конструктивные
решения образцов влияния
подкрановых ригелей колонн при
изучении схем нагруженияКороткие балки
при различных видах армированияИспытаны натурная перемычка колонны с усовершенствованным видом
армирования и образцы перемычек с разработанными эффективными видами
армирования. Размеры натурной перемычки: поперечное сечение 40x120 см,
длина перемычек (высота сечения колонны) 90 см. Прочность бетона 40
МПа. В качестве продольной арматуры принимались стержни 4025A-III, в
качестве поперечной арматуры - горизонтальные хомуты 208Вр-1 с шагом
150 мм. Ветви колонн армировались стержнями 8025A-III. Конструктивное
решение натурной перемычки аналогично конструктивному решению
образца перемычек, размеры которого уменьшены вдвое (см. рис.2.29).
Испытание натурной перемычки проводилось совместно с Б.С. Соколовым.
Совершенствование армирования заключалось в том, что вместо спаренных
хомутов (см. рис. 2.29, фрагмент) принимались одиночные хомуты с
указанным выше диаметром и шагом.50
Рис.2.29. Виды армирования подкрановых ригелей двухветвевых
колонн, исследуемых при испытанииа - типовое решение; б, в, г - предлагаемые решения.Кроме того, испытаны три образца перемычек с разработанными
эффективными видами армирования и один образец облегченной формы с
устройством отверстия треугольного очертания в центре перемычки (см.
рис.2.29).С целью рационального использования арматуры ветвей колонны часть
из них отгибается в пределах перемычки в сторону действия силы. В случаях,
когда нет необходимости в повышении несущей способности перемычек,
целесообразно не доводить до верха колонны внутренние стержни арматуры
ветвей. В качестве горизонтальных хомутов и продольной арматуры
перемычек может быть применена спираль с различной интенсивностью ее
витков. В частности, применение учащенного шага спирали в зоне местного
действия нагрузки исключает применение сварных сеток.Испытано три образца подкрановых ригелей (рис.2.32). Для
сопоставлений один образец имел типовое армирование с применением
отогнутых стержней 4012A-III; остальное армирование было аналогично
образцам, испытанным при различных схемах нагружений (см. рис.2.31). В
следующем образце подкрановых ригелей была применена спираль 05Вр-1 с
неравномерным шагом. Учащенный шаг спирали по низу ригеля, равный 2
см, применялся для того, чтобы исключить использование продольной
арматуры ригеля. Учащенный шаг спирали по верху ригеля заменял сварные
сетки в зоне передачи нагрузки. В третьем образце подкранового ригеля
внутренние стержни 401OA-I1I ветвей колонны отгибались в сторону
надкрановой части колонн; в средней части образца предусматривалось
отверстие для облегчения конструктивной формы.51
Рис.2.32. Конструктивные решения образцов подкрановых ригелей
колонн при исследовании эффективных видов армирования и
конструктивных формИспытание фрагментов ростверков свайных фундаментов
Программа испытанийКонструкции, в которых осуществляется принцип работы коротких
элементов, условно называются разновидностями коротких элементов.
Целью исследований таких элементов является выявление возможности
распространения метода расчета коротких элементов. В качестве таких
конструкций были приняты ростверки свайных фундаментов (рис.2.33, 2.34.)
и диафрагмы жесткости при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил.Рис.2.33. Факторы, исследуемые при испытании фрагментов ростверка
свайного фундаментаа - поперечное армирование; б - отсутствие поперечной арматуры.52
Рис.2.34. Конструктивные решения опытных образцов фрагментов
ростверка свайных фундаментов при исследовании видов армированияа - типовое армирование; б - облегченное армированиеПрограмма предусматривала экспериментальные исследования
фрагментов ростверков при сосредоточенном нагружении.Испытание фрагментов диафрагм жесткостиПрограмма испытанийВ программу включены экспериментальные исследования фрагментов
диафрагм жесткости при совместном нагружении вертикальной и
горизонтальной нагрузками: соотношение сил H=(0,2-0,5-0,6-0,8)F, где Н -
горизонтальная нагрузка, F - вертикальная нагрузка (рис.2.35).Рис.2.35. Виды нагружений,
исследуемых при испытании
фрагментов диафрагм жесткостиа - схема нагружений; б - сочетание
усилий.53
Испытание фрагментов диафрагм при изменении соотношения
вертикальных и горизонтальных сил нагруженийС целью определения характера разрушения и напряженно-
деформированного состояния испытаны фрагменты диафрагм жесткости в
количестве пяти образцов панелей с размерами 150x15x10 см (рис.2.36).Рис.2.36.	Конструктивноерешение	образцов-фрагментовдиафрагм	жесткости	приисследовании схем разрушенияОбразцы панелей имели одинаковый вид армирования в виде сеток
3020/3020 Вр-I, расположенных в двух уровнях по толщине панелей.
Согласно схеме нагружений (см. рис.2.35) величина горизонтальной силы Н
изменялась в последовательности 0,2; 0,5; 0,6; 0,8 от F, где F - вертикальная
сила.54
III.	СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРОТКИХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ. ДАННЫЕ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙОбразование и развитие трещин в бетоне
Короткие консоли колоннАнализ результатов экспериментальных исследований позволяет
выявить закономерность в образовании и развитии трещин в бетоне коротких
консолей колонн.Как правило, сначала образуется трещина в опорном сечении консоли
при нагрузке, составляющей 0,5-0,6 от разрушающей. Траектория и ширина
ее раскрытия зависит от ряда факторов, таких, как количество продольной
арматуры, вылет консоли, величина усилия в стволе колонны и др. В среднем
ширина ее раскрытия составляет 0,05-0,13 мм. Траектория трещины в начале
ее образования отклоняется в глубь колонны под углом 45-60°, затем с
увеличением нагрузки становится все более вертикальной.Следующий этап - образование наклонной трещины, начинающейся во
внутренней грани грузовой площадки. Момент ее образования соответствует
нагрузке, примерно равной 0,7 от разрушающей; ширина раскрытия - в
пределах 0,05-0,09 мм. Характерным является малая интенсивность развития
трещины, которое происходит в направлении колонны и прекращается с
появлением других трещин. В консолях колонн, имеющих малый вылет,
трещины подобного вида не образуются.При нагрузке, равной 0,8-0,85 от разрушающей, в средней части консоли
появляются наклонные трещины, имеющие прерывистый характер.
Количество трещин зависит от размеров грузовой площадки. При небольших
размерах площадок короткие прерывистые трещины сближаются, как бы
сливаясь в одну трещину, берега которой с увеличением нагрузки
выкрашиваются; ширина трещины при этом составляет 0,1-0,15 мм.С увеличением размеров грузовой площадки на участке консоли,
расположенном между грузом и опорой, в направлении от груза к опоре
образуется серия коротких, наклонных трещин. С ростом уровня нагружения
они активно развиваются, число их увеличивается, ширина раскрытия
составляет 0,09-01,0 мм.В некоторых случаях при нагрузке, равной примерно 0,9 от
разрушающей, у свободной грани консоли появляется наклонная трещина,
которая как бы выделяет с внешней стороны участок бетона, в пределах
которого наблюдается активное образование наклонных трещин.Характерны случаи, когда при высоком уровне нагружения в зоне
нижнего угла примыкания консоли к колонне появляется серия коротких
трещин, развитие которых приводит к выкрашиванию бетона в пределах
локальной зоны.55
Опорные консоли ригелейНаличие опорных консолей в ригелях с подрезкой вызывает ряд
особенностей напряженно-деформированного состояния зоны соединения
консоли и ригеля. Поэтому целесообразно рассматривать напряженно-
деформированное состояние не только консоли, но и зоны соединения, т е.
приопорного участка ригеля в целом.В связи с многовариантностью расположения, различным количеством и
видом вертикальных хомутов, сосредоточенных у подрезки, а также в связи с
различным положением силы по длине ригеля характер образования и
развития трещин в каждом случае имел свои особенности. Более правильно
при таких обстоятельствах рассмотреть сначала общий характер образования
трещин, а затем частные случаи.При нагрузке, равной 0,4-0,5 от разрушающей, в вершине внутреннего
угла подрезки образуется наклонная трещина. Ее развитие зависит от
количества сосредоточенных хомутов и продольной арматуры консоли, а
также от положения силы нагружения по длине ригеля. При небольшом
количестве указанной арматуры, пересекающейся именно в вершине
входящего угла подрезки, наклонная трещина проходит почти по всей высоте
опорной консоли, смещаясь вверх относительно линии, соединяющей
вершину угла и центр приложения силы, либо относительно линии,
проходящей под углом 45° через вершину угла подрезки, при небольшом
расстоянии приложения силы нагружения относительно опоры. Изменение
траектории трещины происходит, когда она достигает горизонтального
сжатого пояса, расположенного вдоль верхней грани ригеля. При этом угол
наклона трещины уменьшается примерно вдвое. Ширина раскрытия
трещины изменяется в пределах 0,07-2,5 мм.При уровне нагружения, примерно равном 0,7-0,75 от разрушающей
нагрузки, в рассматриваемом случае образуется другая характерная
наклонная трещина. Ее начало находится в зоне нижнего угла подрезки,
ширина раскрытия составляет 0,05-0,9 мм, наклон более пологий.При удалении силы нагружения развитие указанной наклонной трещины
становится более активным, чем развитие трещины, исходящей из вершины
внутреннего угла подрезки. Ширина раскрытия при этом составляет 0,07-2,7
мм. В различные моменты нагружений на участке между первой и второй
трещинами отмечалось появление других наклонных трещин подобного
характера, раскрытие которых было незначительным.При большом количестве сосредоточенной и продольной арматуры
консоли и ригеля наблюдалось появление серии коротких наклонных трещин
либо в опорной консоли, либо в зоне внутреннего угла подрезки, либо в зоне
нижнего угла подрезки. Область образования коротких прерывистых трещин
по высоте, как правило, распространяется на всю высоту или большую часть
высоты ригеля. Ширина раскрытия составляет 0,07-0,1 мм. Такова общая
картина образования трещин в бетоне приопорного участка.56
Необходимо отметить три особенности в развитии трещин. Первая
заключается в отсутствии сколь-нибудь значительных трещин в бетоне
приопорного участка, кроме трещины, начинающейся у вершины нижнего
угла подрезки. Такой случай имеет место при отсутствии рассредоточения
вертикальных хомутов, расположенных у подрезки. Ширина названной
трещины составляет 0,1-2,6 мм.Второй характерной особенностью является развитие прерывистых
наклонных трещин, располагающихся между вершинами верхнего и нижнего
углов подрезки. Примерно все трещины этой области бетона равнозначны по
ширине и длине. Такой случай имеет место при усиленном армировании
ригеля продольной арматурой, расположенной по низу ригеля и по низу
опорной консоли, а также при мощном вертикальном хомуте, расположенном
за подрезкой.Третьей характерной особенностью является появление наклонных
трещин в бетоне, расположенном между грузовой и опорной площадками.
Такой случай наблюдается когда внешняя сила прикладывается на
расстоянии 0,9 от высоты опорной консоли. Ширина трещин составляет 0,07-
1,3 мм. Вне этого участка образования трещины, как правило, не
наблюдалось.Короткие балки, перемычки, подкрановые ригелиКороткие балки. Как правило, сначала отмечалось образование трещины
в растянутой зоне при нагрузке, равной 0,5-0,6 от разрушающей.
Интенсивность их развития определялась количеством продольной
арматуры. Ширина раскрытия трещин составляла 0,05-0,07 мм.При увеличении нагрузки до 0,7 от разрушающей наблюдалось
появление наклонных трещин, начинающихся у внутренних граней опорных
площадок и у граней грузовой площадки. Наклон трещин определялся
направлением от опоры к грузу, интенсивность их развития была
малоактивной, ширина раскрытия составляла 0,05-0,8 мм.Увеличение нагрузки до 0,8 от разрушающей сопровождалось
образованием наклонных трещин, начинающихся в средней части коротких
балок и располагающихся в пределах наклонных участков бетона между
грузовыми и опорными площадками. С увеличением нагрузки наклонные
трещины активно развивались, одновременно появлялись серии новых
трещин. Характер развития трещин отличался прерывистостью, ширина
раскрытия находилась в пределах 0,07-1,1 мм.Следует отметить, что с увеличением грузовых площадок область
образования коротких и прерывистых наклонных трещин увеличивалась,
вместе с тем увеличивался угол их наклона.Перемычки над проходами в надкрановой части колонн. При изучении
влияния высоты в образцах перемычек отмечалось отсутствие трещин в
растянутой зоне либо смещение трещин к внутренним граням опор. В
противоположность этому наклонные трещины на участках между57
грузовыми площадками и опорами-ветвями колонн развивались наиболее
активно. С увеличением высоты увеличивался угол их наклона. Момент
образования трещин соответствовал нагрузке, равной 0,8 от разрушающей.
Наклонные трещины, как и в коротких балках, носили прерывистый
характер. В отличие от коротких балок наклонные трещины в бетоне
перемычек, сливаясь, образовывали небольшие участки, в пределах которых
происходило выкрашивание бетона, характерное для раздавливания бетона.
Ширина раскрытия трещин изменялась в пределах 0,07-1,2 мм.При изучении влияния продольной арматуры в образцах перемычек
наблюдалось наиболее активное образование трещин в растянутой зоне при
малых процентах армирования, равных 0,2%, активное образование трещин,
расположенных по границе между сжатой и растянутой зонами, при средних
значениях процента армирования, равных 0,4%, а также активное развитие
трещин в наклонном участке, расположенном между грузовой площадкой и
опорами, при высоком проценте армирования, равном 0,7%. Ширина
раскрытия трещин в растянутой зоне при малом количестве продольной
арматуры составляла 1,5-1,7 мм.Подкрановые ригели. Образование трещин в подкрановых ригелях
происходило в той же последовательности, что и в коротких балках.
Первыми образовывались трещины в растянутой зоне при нагрузке, равной
0,6 от разрушающей; ширина их раскрытия составляла 0,07-1,1 мм. При
смещении силы нагружения трещины в растянутой зоне отклонялись в
сторону действия силы.При нагрузке, равной 0,8-0,85 от разрушающей, отмечалось образование
наклонных трещин в бетоне между грузом и опорой. Характерно, что чем
меньше участок, в пределах которого концентрируется прикладываемая сила,
тем уже участок, в пределах которого образуются наклонные трещины. В
этом случае, как и в перемычках, прерывистые короткие трещины, сливаясь,
образовывали локальные участки, в пределах которых происходило
выкрашивание бетона. Ширина наклонных трещин составляла 0,05-2,1 мм.Разновидности коротких элементовРостверки свайных фундаментов при ленточном нагружении. В
испытанных фрагментах при нагрузке, равной 0,55 от разрушающей,
образование трещин происходило в растянутой зоне. Такие трещины можно
разделить на два вида. К первому относятся трещины, имеющие
вертикальное направление и располагающиеся в центральной части
ростверка. Ко второму виду следует отнести наклонные трещины,
начинающиеся примерно у внутренней грани сваи-опоры. Приближаясь к
верхней грани ростверка, наклонные трещины, разделяющие растянутую и
сжатую зоны, сливаясь с вертикальной центральной трещиной. Ширина
раскрытия трещин составляла 0,9-2,5 мм. Наклонные трещины в ростверках
образовывались в верхней части у граней опорной площадки подобно
коротким балкам и выделяли сжатую зону с внешней стороны.58
Диафрагмы жесткости при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил. В испытанных фрагментах диафрагм жесткости
отмечалось образование наклонных трещин двух видов. Первый вид
представлял собой наклонные трещины, расположенные на участке между
грузовой и опорной площадками горизонтальных сил. Момент их
образования наблюдался при нагрузке, равной 0,7-0,85 от величины
горизонтальной силы, соответствующей разрушению. При этом отмечалась
большая интенсивность их образования. Ширина раскрытия наклонных
трещин составляла 0,03-0,7 мм.Другим видом трещин являлись почти вертикальные трещины,
образующиеся в зоне действия максимальных вертикальных сил. Момент
образования такого вида трещин наблюдался при нагрузке, равной 0,85-0,9 от
величины вертикальных сил, соответствующих разрушению. Ширина
раскрытия трещин составляла 0,09-1,2 мм.Классификация трещинНа основе выявленных при многочисленных испытаниях характера
образования и закономерностей развития трещин в консолях колонн,
опорных консолях, приопорных участках ригелей с подрезками и коротких
балках (рис.3.1) произведена классификация трещин в коротких элементах.Рис.3.1. Схема расположения характерных трещина - консоли колонны; б - приопорные участки ригелей с подрезками; в - короткие
балки.Обобщая картину образования и развития трещин, можно выявить, что в
коротких элементах существует три вида трещин, два из которых являются
основными. Назовем их в порядке образования. Это трещины в растянутой
зоне (обозначим их величиной Т-Р), образующиеся у растянутой грани
элемента, и основные наклонные трещины (обозначим их величиной Т-О),
образующиеся при более высоком уровне нагружения в наклонных сжатых
участках бетона, расположенных между грузовой и опорными площадками.
К третьему виду относятся трещины, обозначим их величиной (Т-Г),59
проходящие по границе между растянутой и сжатой зонами, а также
трещины, выделяющие наиболее напряженный наклонный участок с
внешней стороны.Остановим внимание на характеристике основных видов трещин,
базирующейся на закономерностях, выявленных при проведении
многочисленных экспериментальных исследований. В зависимости от ряда
факторов, в том числе от конструктивных решений, в коротких элементах
либо могут существовать все названные выше виды трещин, либо
отсутствовать, либо может иметь слабое развитие один из видов. Так, при
высоком проценте армирования продольной арматурой трещины в
растянутой зоне не появляются, соответственно при больших размерах
поперечного сечения элементов и малых процентах армирования продольной
арматурой трещины в бетоне сжатого наклонного участка также не
образуются.Установлена следующая закономерность: момент образования трещин
растянутой зоне соответствует нагрузке 0,45-0,6 от разрушающей. При этом
меньший уровень соответствует опорным консолям ригелей, что связано с
особенностью конструктивной формы, обусловливающей большую
концентрацию напряжений, а также с прогибом ригеля по его длине.Момент образования наклонных трещин соответствует более высокому
уровню нагружения й является более стабильным. Как правило, независимо
от вида коротких элементов наклонные трещины образуются при нагрузке
0,8-0,85 от разрушающей.Ширину раскрытия трещин можно характеризовать следующим
образом. При условии активного их развития в растянутой зоне ширина
раскрытия трещин изменяется от 0,05 до 2,5 мм.Для наклонных трещин основной характеристикой является не ширина
раскрытия трещин, а их интенсивность, которая активно увеличивается с
ростом нагрузки и является присущей раздавливанию бетона. Ширина
раскрытия трещин остается незначительно, равной 0,05-0,7 мм.В случаях малых размеров грузовых площадок, т.е. при сужении области
сжатого участка бетона, прерывистые наклонные трещины сливаются в
единую трещину с последующим выкрашиванием бетона по берегам
сливающихся трещин. Ширина раскрытия соединяющихся трещин
составляет в среднем 0,7-2,1мм. Слияние прерывистых наклонных трещин в
испытанных коротких элементах иллюстрирует рис.3.1. При этом они
свидетельствуют о раздавливании бетона.Не менее важным является вопрос, связанный с траекторией основных
трещин. Траектория трещины Т-Р, расположенной в растянутой зоне
коротких балок, перемычек и подкрановых ригелей, близка к вертикали.
Трещина типа Т-Р в консолях колонн имеет ломаное очертание. Траектория
трещины в начале ее образования отклоняется в глубь колонны под углом 45-
60°. С повышением уровня нагружения ее траектория становится почти
вертикальной. Наклонный участок составляет примерно третью часть от ее
длины. Трещина типа Т-Р в опорных консолях ригеля также имеет ломаную60
траекторию. Изменение траектории наступает при достижении трещиной
горизонтального сжатого пояса, расположенного вдоль верхней грани
ригеля; при этом угол наклона трещины уменьшается вдвое. В отличие от
консолей колонн участок, имеющий более высокий угол наклон, составляет
основную часть трещины и примерно равен двум третям длины.Траектории наклонных трещин в коротких элементах определяются
взаиморасположением грузовых и опорных площадок и приближаются к
направлению, совпадающему с линией, соединяющей центр силы
нагружения с центром опорной силы. Особенность работы приопорных
участков ригеля с подрезкой заключается в том, что в бетоне образуется два
вида трещин, трещина T-P-I и трещина Т-Р-2, которые начинаются в
вершинах входящего и нижнего углов подрезки (см. рис.3.1,6). Трещина Т-Р-2	является как бы границей между опорной консольной зоной и ригелем, за
пределами которой напряженное состояние ригеля соответствует обычным
балкам. Другой характерной особенностью является появление серии
наклонных прерывистых трещин, расположенных на участке между
трещинами Т-Р-1 и Т-Р-2.Таким образом, принятая классификация трещин четко выделяет два
основных вида трещин в бетоне коротких элементов на основе
закономерностей, полученных при проведении многочисленных
экспериментальных исследований, и является вполне обоснованной.Характер и виды разрушений коротких элементовХарактер образования и развития трещин обусловливает возможные
виды разрушения коротких элементов. Рассмотренная выше классификация
трещин устанавливает два основных вида трещин. Их развитие, в свою
очередь, приводит к двум видам разрушений по растянутой зоне и по
наклонной сжатой полосе бетона, расположенной между грузовой и опорной
площадками.Рассмотрим сначала общий характер и вид разрушений различных
представителей коротких элементов, а затем остановим внимание на
особенностях, свойственных тому или иному виду коротких элементов.Разрушение по растянутой зоне происходит при чрезмерном раскрытии
трещин, расположенных в этой зоне, и последующем быстром увеличении их
длины. Центральная трещина в момент разрушения достигает верхней грани
элемента. Часто наклонные трещины, проходящие по границе между сжатой
полосой бетона и растянутой зоной, вливаются в центральную трещину
(рис.3.2,а). Коротких консолях колонн в ряде случаев происходит
раздробление бетона в зоне нижнего угла примыкания консоли к колонне
одновременно с развитием трещины в растянутой зоне (см. рис. 3.2, а).Разрушение по сжатой зоне характеризуется нарастанием интенсивности
появления коротких, прерывистых наклонных трещин в сжатой полосе
бетона. При малых грузовых и опорных площадках разрушение сжатой
полосы происходит когда короткие трещины сливаются в единую61
магистральную трещину с осыпающимися от раздавливания бетона берегами
трещины. В ряде случаев при разрушении сжатой полосы бетона происходит
выкрашивание бетона в зоне местных напряжений у опорных и грузовых
площадок.Рис.3.2. Характер и виды разрушенийа - коротких консолей; б, в - приопорных участков ригелей подрезками; г -
коротких балок; д - диафрагм жесткости при совместном действии горизонтальных
и вертикальных сил; е - ростверков свайных фундаментов при ленточном
нагружении; ж - жестких узлов.В отличие от консолей колонн в опорной зоне ригелей появляется два
вида трещин типа Т-Р, развитие которых приводит к двум видам разрушения.
Положение трещины Т-I может отклоняться либо в сторону консоли при62траектории критических трещин
по границам сжатых полос
большом количестве сосредоточенных у подрезки хомутов ASWi > Asc, либо всторону нижнего угла подрезки при большом количестве продольной
арматуры консоли, т.е. при Asc > ASWi (рис.3.2,б). Подобные отклонениянаблюдаются в расположении трещины Т-2. При большом количестве
сосредоточенных хомутов А > As трещина Т-2 имеет начало у нижнейграни ригеля и, наоборот, при As > ASWi трещина Т-2 имеет начало в пределахвысоты подрезки.В случаях высокого содержания арматуры всех видов возможно
разрушение по одному из трех видов наклонных полос. Одна сжатая полоса
располагается в пределах консоли; другая - между трещиной Т-1 и Т-2 и
третья - между трещиной Т-2 и трещиной Т-2. При этом крестообразные
пересечения продольной арматуры консоли и сосредоточенных хомутов
образуют своеобразные опоры для сжатых полос бетона. Такие опоры можно
условно назвать промежуточными. Разрушение по сжатым полосам бетона
можно видеть на испытанных ригелях.Разрушение по сжатой полосе в средней части жестких узлов (рис.3.2,ж)
имеет характер, подобный характеру разрушения консолей колонн. При этом
пересечения арматуры колонны и ригеля также образуют условную обойму-
опору, в пределах которой реализуется несущая способность сжатой полосы
бетона.Таким образом, для коротких элементов основными видами разрушений
являются разрушения по растянутому арматурному поясу и по наклонной
сжатой полосе бетона при появлении рассмотренных выше особенностей,
связанных с разновидностями напряженно-деформированного состояния и
конструктивных решений различных представителей коротких элементов.Влияние основных факторов на сопротивление коротких элементовНагружение сосредоточенной силой при изменении размеров
грузовой площадкиНагружение коротких элементов сосредоточенной нагрузкой
представляет собой наиболее распространенный и наиболее
неблагоприятный случай с точки зрения разрушения по наклонной сжатой
полосе.Исследования показали, что увеличение длины грузовой площадки,
которая поочередно принималась равной 10, 20, 30 и 40 см, повышает
прочность коротких белок при их разрушении по сжатой полосе (рисЗ.З).
Увеличение прочности происходит не пропорционально росту длины
площадки. Наиболее интенсивно (почти в 2 раза) прочность увеличивается в
первый момент, т.е. при изменении длины площадки от 10 до 20 см. С
дальнейшим изменением длины площадки прочность слабо возрастает,
примерно в 1,2 раза.При одновременном и одинаковом изменении размеров грузовых и
опорных площадок, которые поочередно принимались равными 4,5, 9,0 и63
18,0 см, прочность коротких балок увеличивается более интенсивно, чем в
рассмотренном выше случае. При увеличении длины площадок в 4 раза
прочность увеличивается в 2,2 раза.Рис.3.3. Графики влияния
размеров грузовой площадки на
прочность коротких балок1 “ Isup ^ I sup> Isup—Ю СМ, 2 - Гsup~~l sup'64Целесообразно отметить влияние рассматриваемого фактора на характер
разрушения коротких балок. Опыты показали, что увеличение размеров
опорных и грузовых площадок не меняет характера разрушения. Его влияние
сказывается на размерах наклонной полосы бетона, по которой происходит
разрушение коротких балок. С ростом размеров грузовых площадок
увеличивается ширина верхней части полосы бетона. При одновременном и
равном изменении длины площадок наблюдается равное увеличение
размеров наклонной полосы.Наиболее важным является тот факт, что с ростом размеров грузовых
площадок увеличивается наклон сжатой полосы бетона.Нагружение равномерно распределенной нагрузкойНагружение равномерно распределенной нагрузкой равнозначно
увеличению размеров грузовых площадок до размеров верхней грани
элемента. На примере коротких балок можно установить, что прочность по
сжатой полосе возрастает при нагружении равномерно распределенной
нагрузкой по сравнению с сосредоточенным нагружением, но не
пропорционально соотношению длины короткой балки и длины грузовой
площадки. Можно привести пример увеличения прочности короткой балки
примерно в два раза при нагружении ее равномерно распределенной
нагрузкой по сравнению с сосредоточенным нагружением при длине
грузовой площадки, равной 10 см.В опытах было также установлено, что равномерно распределенное
нагружение в принципе не изменяет характера разрушения, лишь
максимально увеличиваются размеры сжатой полосы поверху; при этом
также увеличивается угол наклона сжатой полосы бетона.
Схемы нагруженийСхемы нагружений коротких элементов изучались на примере
подкрановых ригелей, в которых в соответствии с условиями эксплуатации
возникают различные комбинации расположения и совместного действия
сил.Напомним схемы нагружений и введем их обозначения. К первой схеме
отнесем нагружение ствола колонны внецентренно приложенной нагрузкой;
ко второй - совместное внецентренное нагружение ствола колонны с
односторонним нагружением крановой нагрузкой; к третьей - равномерное
нагружение ствола колонны; к четвертой - совместное равномерное
нагружение ствола колонны с симметричным нагружением крановой
нагрузкой.В результате эксперимента было установлено влияние схем нагружения
на прочность подкрановых ригелей и на характер их разрушений (рис.3.4).
Рассмотрим изменение прочности, соотнося его с видами нагружений.Рис.3.4. Схема изменения прочности
подкрановых ригелей двухветвевых колоннСамым неблагоприятным нагружением оказалось внецентренное
нагружение ствола колонны. В этом случае наличие эксцентриситета
приложения нагрузки привело к неравномерной эпюре передачи усилий на
подкрановый ригель, при которой ширина участка с максимальным усилием
оказалась незначительной. Наблюдалось сужение наклонной сжатой полосы,
по которой произошло разрушение. В результате прочность ригеля оказалась
минимальной по сравнению с другими схемами нагружений.Самая высокая прочность соответствовала равномерному нагружению
ствола колонны и симметричному приложению крановой нагрузки.
Разрушение происходило по сжатой полосе бетона при увеличении ее
ширины в верхней части ригеля. Такой вид нагружения можно сопоставить с
увеличением размеров грузовых площадок и определить некоторое
соответствие между ними. Разница заключалась в том, что при равномерном
нагружении ствола колонны и симметричном приложении крановой нагрузки
распределение нагрузки происходило неравномерно, ступенчато, т.к.
величина крановой нагрузки была ниже величины нагрузки на ствол3-818665
колонны. Прочность короткой балки была максимальной в обоих
сопоставляемых случаях. Этим сопоставлением можно подтвердить
одинаковую природу влияния на прочность сжатой полосы видов
нагружения и размеров грузовых площадок.Добавление к внецентренному нагружению ствола колонны
несимметрично расположенной крановой нагрузки привело к повышению
прочности подкранового ригеля по сжатой полосе, хотя и незначительному,
примерно в 1,1 раза (см.рис.3.4).Равномерное нагружение ствола колонны по сравнению с
внецентренным нагружением повышает прочность подкранового ригеля при
разрушении по сжатой полосе примерно в 1,4 раза. Эту схему нагружения
также можно соотнести с увеличением размеров грузовых площадок и
повышением при этом несущей способности в коротких балках.
Неравномерное распределение эпюры передачи усилий можно условно
заменить грузовой площадкой с длиной, равной длине участка с
максимальным значением усилий, что также позволяет судить об одинаковой
природе влияния схемы нагружений и размеров грузовых площадок.Таким образом, по мере рассредоточения нагрузки, прикладываемой к
подкрановым ригелям, увеличивается прочность по сжатой полосе бетона
при некотором увеличении ее наклона.Соотношение расстояния приложения силы
относительно оси опоры и высоты элементаВлияние соотношения расстояния приложения силы относительно оси
опоры и высоты элемента a/h0 изучалось многими авторами. Рассмотрим этот
фактор для основных представителей коротких элементов в соответствии с
графиками изменения разрушающей силы при увеличении величины a h0
(рис.3.5).Рис.3.5.	Изменениеразрушающей силы при
увеличении соотношения а И01 - по коротким консолям; 2-	по опорным консолям ригелей;
3 - по коротким балкам.66
В качестве общей оценки можно отметить, что для всех видов коротких
элементов с уменьшением величины а/И0 разрушающая сила возрастает.Закономерность изменения разрушающей силы является примерно
одинаковой для консолей колонн, опорных консолей ригелей и коротких
балок в диапазоне изменения a/h0, равном 0,4-1,0. При изменении a/ho в
пределах 0,1-0,4 наблюдается ряд отличий, связанных с конструктивными
особенностями представителей коротких элементов. В коротких балках при
уменьшении a/ho от 0,25 до 0,1 разрушающая сила снижается примерно в 1,2
раза. В коротких консолях колонн это сказывается в меньшей степени и в
меньших пределах изменения a/h0. Здесь можно отметить снижение
интенсивности роста разрушающей силы в пределах уменьшения a/h0 от 0,4
до 0,2 и незначительное по сравнению с короткими балками снижение
разрушающей силы при уменьшении a/ho от 0,2 до 0,07.В связи с отсутствием опытных данных о разрушающей силе для
опорных консолей ригелей при изменении a/h0 в пределах 0,1-0,25
установить закономерность ее изменения не представляется возможным.
Наблюдается снижение общего уровня разрушающей силы по сравнению с
консолями колонн и короткими балками.В связи с высокой ответственностью консолей колонн и перемычек над
проходами в надкрановой части колонн, а также в связи с тенденцией к
увеличению их высоты при проектировании необходимо рассмотреть
влияние высоты коротких элементов на разрушающую силу с целью
выявления особенностей их сопротивления.Изменение высоты опорного сечения консолей принималось от 20 до 90
см, перемычек - от 30 до 80 см. При этом a/ho изменялось в пределах от 0,15
до 0,6. Влияние высоты консоли рассмотрим в соответствии с графиками
изменения разрушающей силы (рис. 3 .6).Рис.3.6. Изменение разрушающей силы при увеличении высоты
сечения1	- консолей колонн; 2 - перемычек над проходами в колоннах.З167
Следует отметить одинаковый характер изменения разрушающей силы
для консолей и перемычек. При этом не изменялся вид разрушения, по
сжатой полосе.Оценивая влияние этого фактора, можно сказать, что с увеличением
высоты элемента разрушающая сила растет. Наиболее интенсивный рост
разрушающей силы соответствует соотношению a/ho, равному 0,15-0,4, т.е.
при изменении высоты от 20 до 60 см разрушающая сила увеличивается в 2
раза. Затем при a/ho, равном 0,4-0,6, увеличение разрушающей силы
становится менее интенсивным. При повышении высоты элемента от 60 до
90 см разрушающая сила увеличивалась в среднем в 1,1 раза.Следует обратить внимание на тот факт, что с увеличением величины
a/ho наблюдалось изменение вида разрушения коротких элементов. Как
правило, при a/ho, равном 0,1-0,7, разрушение происходило по сжатой полосе
бетона, при a/ho, равном 0,7-1,0, наступал переход к разрушению по
растянутому поясу.Соотношение высоты опорной консоли и ригеляИспытывались приопорные участки ригеля при изменении высоты
консоли, которая поочередно принималась равной 15, 22,5 и 30 см, что
соответствовало соотношению hoc/h, равному 0,33, 0,5 и 0,67.При снижении высоты консоли изменялся вид разрушения от
разрушения по сжатой полосе при he, равном 30 см, к смешанному
разрушению по сжатой полосе бетона и по растянутому поясу при he, равном22,5	см, и затем к разрушению по трещине Т-1.Изменение разрушающей силы при увеличении соотношения высоты
консоли и ригеля показано на рис.3.7. При увеличении высоты опорной
консоли от 15 до 30 см, что соответствует соотношению hjh, равному 0,33-
0,67, разрушающая сила увеличивалась в 1,25 раза.Рис.3.7.	Изменениеразрушающей силы при увеличении
соотношения высоты консоли и
ригеляУгол наклона свободной грани консолей колоннВеличина угла наклона изменялась в пределах 20-60°. Следует заметить,
что изменение угла наклона в названных пределах не вызвало сколь-нибудь
существенного снижения величины разрушающей силы, а также изменения68
характера образования трещин и вида разрушения (рис.3.8). Отсюда можно
сделать вывод, что изменение угла наклона свободной грани консоли в
пределах 20-60° не влияет на характер работы и величину разрушающей
силы в консолях колонн.Рис.3.8. Изменение разрушающей
нагрузки при увеличенииугла наклона свободной грани
консоли колоннПрочность бетонаПрочность бетона изменялась в широких пределах - от 15 до 55 МПа
(рис.3.9). На основании анализа результатов эксперимента можно сказать,
что разрушающая сила в консолях колонн и в коротких балках при их
разрушении по наклонной сжатой полосе бетона увеличивается почти
пропорционально росту прочности бетона при изменении прочности от 35 до
55 МПа и несколько в меньшей степени при изменении прочности бетона от
15 до 35 МПа.Рис.3.9. График зависимости
несущей способности консолей
от марки бетонаПродольная арматураИсследовалось влияние количества продольной арматуры на величину
разрушающей силы для консолей колонн и для коротких балок. Процент
содержания продольной арматуры изменялся в широких пределах - от 0,2 до
2% и от 0 до 2,2%. Как показывают опыты, повышение процента
армирования продольной арматурой увеличивает разрушающую силу.
Однако закономерности изменения разрушающей силы в коротких консолях
и в коротких балках несколько отличаются друг от друга (рис.3 .10).69
Рис.3.10. Изменение разрушающей нагрузки при увеличении количества
продольной арматурыа - в консолях колонн; б - в коротких балках; в - в опорных консолях ригелей.В коротких консолях наиболее интенсивный рост разрушающей силы
(примерно в 2 раза) соответствует увеличению процента армирования от 0,4
до 1,1%. С дальнейшим ростом процента армирования до 1,8% разрушающая
сила увеличивается лишь в 1,2 раза. При изменении процента армирования от
1,8 до 2,0% рост разрушающей силы прекращается.В коротких балках с ростом процента армирования от 0 до 0,8%
разрушающая сила увеличивается в 1,3 раза. С дальнейшим ростом процента
армирования от 0,8 до 1,8% разрушающая сила увеличивается в 2,3 раза. При
последующем изменении процента армирования от 1,8 до 2,2% наблюдается
некоторое снижение разрушающей силы.Сопоставляя характер изменения разрушающей силы в коротких
консолях и коротких балках, следует отметить, что отличие заключается
только в интенсивности роста разрушающей силы при различных
промежутках значений процента армирования.Экспериментальные исследования количества продольной арматуры в
перемычках над проходами также показали увеличение разрушающей силы в1,5	раза при росте процента армирования от 0,2 до 0,5%. Дальнейшее
увеличение процента армирования не вызывало повышения разрушающей
силы.В опорных консолях ригелей увеличение процента армирования
продольной арматурой от 0,4 до 2,5% повышало разрушающую силу в
среднем в 1,4-1,5 раза, независимо от положения силы по длине ригеля.70
Рассмотрим, как изменяются характер образования трещин и виды
разрушения при различных количествах продольной арматуры. При малых
значениях процента армирования наблюдалось наиболее активное развитие
трещин в растянутой зоне, разрушение происходило по растянутой зоне. С
повышением процента армирования количество и ширина раскрытия трещин
в растянутой зоне уменьшились, разрушение происходило по растянутой
зоне при активном развитии трещин в сжатой полосе. Таким образом, два
вида разрушения наступали почти одновременно. При дальнейшем росте
процента армирования разрушение происходило по сжатой полосе бетона;
при этом величина разрушающей силы не увеличивалась.Поперечное армированиеВ связи с необходимостью создания методики расчета поперечной
арматуры, вопросу экспериментального исследования видов и количества
поперечной арматуры было уделено особое внимание.Были исследованы все виды поперечной арматуры, горизонтальные,
вертикальные наклонные хомуты, совместное армирование горизонтальными
и вертикальными хомутами, а также отдельные отгибы, расположенные в
одном уровне по высоте элемента.Влияние поперечной арматуры изучалось на основных представителях
коротких элементов - коротких консолях и коротких балках. Процент
армирования горизонтальными хомутами изменялся в пределах от 0 до 0,7%,
вертикальными хомутами - от 0 до 0,75%, наклонными хомутами - от 0 до
1,4%. Процент совместного армирования вертикальными и горизонтальными
хомутами изменялся от 0 до 1,6%, отдельно стоящими отгибами - от 0 до
0,2% и от 0 до 0,55%.Как показал анализ, влияние поперечного армирования на
разрушающую силу в коротких консолях и коротких балках при равных
значениях a/ho оказалось примерно одинаковым. Поперечная арматура
повышает разрушающую силу. Поэтому будем рассматривать влияние
поперечной арматуры в целом на короткие элементы.Рассмотрим повышение разрушающей силы для каждого изучаемого
вида поперечной арматуры в соответствии с графиками изменения
разрушающей силы. Разрушающая сила повышалась в 1,35 раза при
армировании горизонтальными хомутами, в 1,15 раза при армировании
вертикальными хомутами, в 2,0 раза при совместном армировании
вертикальными и горизонтальными хомутами. Отдельно стоящие отгибы
незначительно повышали разрушающую силу, всего в 1,08 раза. Рост
разрушающей силы происходил в соответствии с ростом процента
армирования поперечной арматурой, значения которого приведены выше.
Интенсивность роста была различной.Остановим внимание на влиянии поперечного армирования на характер
образования трещин и виды разрушения. Поперечная арматура повышает
усилие образования трещин и виды разрушения. Поперечная арматура71
повышает усилие образования трещин примерно в 1,1-1,15 раза, т.е.
незначительно, и не изменяет вида разрушения. Все образцы коротких
консолей и коротких балок разрушались по сжатой наклонной полосе бетона.
Целесообразно отметить тот факт, что при наличии поперечной арматуры
увеличивалось количество коротких и прерывистых трещин в зоне
наклонной полосы бетона, хотя усилие их образования, как говорилось выше,
повышалось. Более активное увеличение количества трещин наблюдалось
при смешанном армировании вертикальными и горизонтальными хомутами.
Изменение величины a/ho количественно изменяет влияние поперечной
арматуры на разрушающую силу: с увеличением a/ho снижается рост
разрушающей силы при армировании горизонтальными хомутами и
увеличивается при армировании вертикальными хомутами.Таким образом, наличие поперечной арматуры увеличивает величину
разрушающей силы, при этом степень увеличения зависит от вида и
количества поперечной арматуры, а также от соотношения a/ho.Конструктивные решения
сосредоточенной у подрезки ригеля поперечной арматурыБыла проведена серия испытаний с целью исследований
конструктивных решений сосредоточенной у подрезки поперечной
арматурой.Исследуемые конструктивные решения отличались многовариантностью
расположения и разнообразием видов сосредоточенных вертикальных
хомутов. Напомнив основные из них. В качестве сосредоточенной арматуры
поочередно принимались одиночные хомуты большого диаметра и группа
хомутов, отличающихся различным расположением, а также разнообразием
диаметров и видов.При изменении конструктивных решений сосредоточенных у подрезки
хомутов изменялись несущая способность и виды разрушения приопорных
зон ригелей с подрезками. Рассмотрим характерные случаи. При
сопоставлении результатов испытаний ригелей с одиночным хомутов,
группой рассредоточенных хомутов с равномерным шагом и ригелей с
группой хомутов, собранных в пакет, оказалось, что самая высокая
разрушающая нагрузка соответствовала ригелю с хомутами в виде пакета.
Ригель с одиночным хомутом имел разрушающую силу в 1,12 раза ниже, а
ригель с группой рассредоточенных хомутов в 1,4 раза ниже нагрузки,
соответствующей разрушению ригеля с пакетом хомутов.Виды разрушения изменялись в следующем порядке. Самая высокая
разрушающая сила соответствовала разрушению ригеля с пакетом хомутов,
которое происходило по опорной консоли. Самая низкая разрушающая сила
соответствовала разрушению ригеля с группой рассредоточенных хомутов,
которое происходило по наклонной трещине, названной выше трещиной Т-1,
исходящей из внутреннего угла подрезки. Разрушение ригеля с одиночным72
хомутом большого диаметра происходило по трещине Т-2, начинающейся в
вершине нижнего угла подрезки (рис.3.11).Рис.3.11. Изменение разрушающей силы при увеличении количества
хомутова - горизонтальных; б - вертикальных; в - горизонтальных и вертикальных (при
совместном армировании); г - наклонных; д - изменение разрушающей силы при
наличии одиночной отогнутой арматуры.Таким образом, наиболее эффективным видом сосредоточенных
хомутов в рассмотренных случаях является группа хомутов, объединенных в
пакет.73
Изменение разрушающей силы при различных конструктивных
решениях сосредоточенной у подрезки арматуры показано на рис.3.12.Рис.3.12. Изменение разрушающей силы при различных видах
конструирования сосредоточенных у подрезки хомутовВиды армирования коротких элементовС целью выявления эффективного вида армирования и особенностей
влияния различных видов армирования на сопротивление коротких
элементов была испытана серия натурных консолей колонн и опорных
консолей ригелей^ а также серия образцов перемычек над проходами и
подкрановых ригелей с различными видами поперечного армирования.
Вопрос конструирования коротких элементов подробно рассматривается в
шестом разделе. В данном же разделе ставится задача рассмотреть
сопротивление коротких элементов при изменении видов армирования.При испытании натурных консолей было установлено, что консоли, не
содержащие отдельно стоящих отогнутых стержней, разрушались при
нагрузке, практически одинаковой с нагрузкой, при которой разрушались
натурные консоли, имеющие отдельно стоящие отгибы, расположенные в
двух уровнях. При этом не изменялись характер образования и развития
трещин, а также вид разрушения, которое происходило по наклонной сжатой
полосе.Армирование коротких консолей с использованием отогнутых по
направлению сжатой полосы продольных стержней, расположенных в
подкрановой части колонны, повысило разрушающую силу в 1,25 раза.В коротких консолях при устройстве отверстия в малонапряженной
части консоли и использовании в качестве рабочей арматуры стержней,
являющихся анкерными стержнями грузовой площадки, величина
разрушающей нагрузки увеличивалась примерно в 1,1 раза относительно
образцов консолей без отверстий. При этом вид разрушения консоли не
изменялся.74
Испытания коротких консолей с применением сеток косвенного
армирования, имеющих ориентацию, примерно перпендикулярную к
направлению сжатой полосы бетона, расположенной между грузовой
площадкой и опорой, показали, что разрушающая сила в консоли
увеличивалась в 1,15-1,20 раза.В дополнение к серии, в которой изучалось влияние сосредоточенных за
подрезкой хомутов, были испытаны натурные ригели с применением
крюкообразного хомута, спирали и сосредоточенного хомута, спаренного с
укороченным хомутом, имели самую высокую разрушающую силу.
Конструктивное решение применяемых хомутов изменяло вид разрушения.
Крюкообразный хомут, наклонная часть которого располагается в консоли,
повышает разрушающую силу в 1,5 раза; разрушение при этом происходит
по сжатой полосе консоли.Применение спирали в качестве сосредоточенной арматуры не
повышало разрушающей силы; при этом более высокая разрушающая сила
соответствует ригелю, в котором витки спирали сосредоточиваются в пакет.Испытание ригелей с применением мощного отогнутого стержня,
расположенного у вершины внутреннего угла подрезки, показало, что
разрушающая сила незначительно снижается (примерно в 1,07 раза) по
сравнению с ригелем, имеющим сосредоточенный хомут. При таком
решении значительно раскрываются трещины в зоне нижнего угла подрезки.Испытание перемычек над проходами, армированных хомутами, не
спаренными в горизонтальном уровне, показало, что разрушающая сила и
вид разрушения не изменялись.Армирование перемычек спиралью с учащенным шагом в верхней и
нижней зонах не снижало разрушающей силы и приводило к
одновременному разрушению по сжатой полосе и по растянутому поясу.В перемычке, имеющей отверстие треугольного очертания, величина
разрушающей силы не снижалась; характер разрушения также не изменялся.Более высокую разрушающую силу имели перемычки, в которых часть
продольных стержней колонны отгибалась по направлению сжатой полосы.
Характер разрушения при этом не изменялся, величина разрушающей силы
возрастала в 1,3 раза.При испытании подкрановых ригелей было установлено, что
применение отдельно стоящего отгиба повышает несущую способность
незначительно, в 1,12 раза.Использование спирали с переменным шагом, при более учащенном
шаге у верхней и нижней граней ригелей, не снижает разрушающей силы и
не влияет на вид разрушения.Испытание подкрановых ригелей с устройством отгиба по направлению
сжатой полосы, а также с устройством отверстия треугольной формы в зоне
малых напряжений показало, что разрушающая сила возрастала в 1,25 раза.
Вид разрушения не изменялся.75
Напряженно-деформированное состояние бетона
в коротких элементахНа основе экспериментальных исследований получена различная
информация о напряженно-деформированном состоянии коротких
элементов, соответствующая изменению изучаемых факторов. Наиболее
полные и взаимосвязанные данные о напряженно-деформированном
состоянии бетона соответствуют работе коротких элементов до образования
трещин и с точки зрения качественной характеристики являются наиболее
ценными.Для целенаправленного анализа результатов исследований и сокращения
излагаемого материала из множества данных о напряженно-
деформированном состоянии рассмотрим наиболее характерные случаи,
развивающие представления о характере работы и видах разрушения, т.е. в
основном те случаи, которые вскрывают и обосновывают обстоятельства
развития предельного состояния.Важно отметить, что образование трещин, выделяющих наиболее
напряженные участки бетона, не изменяет характера работы коротких
элементов, наоборот концентрирует деформации внутри выделенных
участков. Развитие трещин внутри сжатой части бетона является началом
развития предельного состояния в бетоне. Однако образование трещин в
сжатой и растянутой зоне не изменяет характера напряженного состояния
бетона, формирование которого сложилось до образования трещин. Тем
самым объясняется необходимость изучения напряженно-деформированного
состояния бетона в коротких элементах до образования трещин.Короткие консоли колоннРаспределение деформаций представляет собой поле деформаций,
соответствующих главным напряжениям. Оно построено на основании
показаний тензодатчиков, расположенных равномерно по всей поверхности
консоли.Анализ поля деформаций позволяет выявить три характерные зоны. К
первой отнесем наклонную зону, расположенную между верхней гранью
консоли и опорой, ко второй - горизонтальную зону, расположенную вдоль
верхней грани консоли. Третья характерная зона располагается у ствола
колонны между первой и второй зонами. Возможность выявления
характерных зон обусловливается величинами и направлениями
максимальных деформаций удлинения и укорочения. В пределах первой
зоны группируются максимальные деформации укорочения,
соответствующие главным сжимающим напряжениям. Средний угол наклона
максимальных деформаций укорочения примерно соответствует углу
наклона линии, соединяющей центр груза и центр опоры.В пределах второй зоны группируются максимальные деформации
удлинения, соответствующие главным растягивающим напряжениям. С76
удалением от верхней грани величина деформаций удлинения значительно
уменьшается.В пределах третьей зоны располагаются незначительные по величине
деформации двух видов - укорочения и удлинения.Распределение максимальных деформаций укорочения по ширине
первой зоны является неравномерным (рис.3.13,б). В верхней части
наклонной зоны максимальные деформации соответствуют центру
приложения силы; с удалением к опоре максимальные деформации
укорочения смещаются к внутренней грани консоли.Распределение максимальных деформаций удлинения на участке между
центром приложения силы и гранью консоли является близким к
равномерному (рис.3.13,в). Заметное увеличение главных деформаций
удлинения отмечалось в зоне верхнего угла примыкания консоли к колонне
перед образованием трещины в опорном сечении.Рис. 3.13. Напряженно - деформированное состояние бетона консолей
колонна - поле деформаций; б - распределение деформаций укорочения в направлении
от силы к опорам; в - распределение деформаций у верхней грани консоли.Таким образом, выделяя участки с максимальными значениями
деформаций укорочения и удлинения, можно сказать, что сжимающие
напряжения концентрируются в пределах наклонной зоны, расположенной
между грузовой площадкой и опорой. Растягивающие напряжения
концентрируются в пределах горизонтальной зоны, расположенной вдоль
грани. Такое напряженное состояние бетона консолей колонн хорошо
согласуется с характером образования трещин и видами разрушения.Опорные консоли ригелей с подрезкамиРазличное расположение сил нагружения по длине ригеля вызывает
изменение в распределении деформаций в бетоне, которое можно установить77
путем сопоставления величин напряженно-деформированного состояния,
характерного для каждого случая.При небольшом расстоянии силы от опоры, т.е. при a/hoc, равном 0,9,
анализ поля деформаций, построенного на основании показаний
тензодатчиков, позволяет в опорных участках ригеля выделить три
характерные зоны. Первой будем считать наклонную зону, расположенную
между грузовой и опорной площадками, в пределах которой группируются
максимальные деформации укорочения. Второй будем считать зону, в
пределах которой группируются максимальные деформации удлинения.
Характерно положение этой зоны, которая в целом имеет ломаное очертание.
Сначала деформации группируются вдоль вылета консоли, затем от вершины
входящего угла поток максимальных деформаций удлинения наклоняется в
сторону нижней грани ригеля. Таким образом, на пересечении двух
направлений, т.е. над входящим углом подрезки образуется более плотная
концентрация деформаций удлинения. Третья зона находится между двумя
главными, вышеназванными зонами. В ней располагаются деформации того
и другого вида, значение и направление которых является умеренным, не
определяющим. Однако в рассматриваемом случае следует отметить
неоднородность условной третьей зоны, которая заключается в том, что
между наклонным нижним участком второй зоны и наклонным верхним
участком первой зоны деформации укорочения приобретают более
вертикальное направление (рис.3.14,а).Рис .3.14. Напряженно-деформированное состояние бетона приопорных
участков ригелейа - поле деформаций; б - распределение деформаций в бетоне при увеличении
соотношения a/h0\ в - распределение деформаций в бетоне в направлении
траекторий трещин Т-1 и Т-2.78
С удалением силы от опоры наблюдается изменение в распределении
деформаций: вновь образуется одинаковый по характеру с первой зоной
наклонный участок, в пределах которого группируются деформации
укорочения. При этом средний угол наклона вышеописанной первой зоны и
вновь образовавшейся зоны уменьшается с удалением силы (рис.3.14,6).
Следует обратить внимание на тот факт, что количество наклонных зон, в
пределах которых концентрируются максимальные деформации укорочения,
зависит от видов армирования приопорного участка ригеля. Тем самым
сказано, что, в конечном счете, образование трещин внесет свои изменения и
коррективы в напряженное состояние бетона. Этот вопрос более подробно
рассматривается в пятой главе.Остановим внимание на ряде особенностей напряженно-
деформированного состояния бетона опорной консоли. Характерным для
опорных консолей является уменьшение угла наклона деформаций
укорочения в верхней части консоли. Такой перепад угла наклона потока
деформаций сглаживается при удалении силы нагружения; при этом
уменьшается средний угол наклона указанного потока.Одновременно с удалением силы по длине ригеля эпюра распределения
местных деформаций укорочения вдоль опорной площадки становится
неравномерной, при этом центр тяжести эпюры смещается к вертикальной
грани подрезки.При рассмотрении распределения деформаций укорочения вдоль
наклонной зоны, которая условно названа первой зоной, можно отметить
неравномерное распределение деформаций: увеличение их у опорной
площадки и у верхней грани ригеля.Целесообразно рассмотреть распределение деформаций удлинения в
направлении сечений, проходящих соответственно через вершины входящего
и нижнего углов подрезки (рис.3.14,в). При этом можно произвести
сопоставление с траекториями максимальных деформаций удлинения в
направлении этих сечений, которые прогнозируют траектории критических
трещин. Распределение деформаций удлинения вдоль рассматриваемых
сечений весьма неравномерно. По ширине участков эпюр, в пределах
которых распределяются максимальные значения деформаций укорочения,
можно судить о ширине и расположении зоны, в пределах которой
группируются деформации удлинения. Характерным является изменение
угла наклона траекторий деформаций удлинения вдоль сечений. Угол
наклона траектории вдоль первого сечения изменяется от 65 до 30°, при этом
более резкий перелом направлений располагается у верхней грани ригеля.
Изменение угла наклона траектории вдоль второго сечения является более
плавным и находится в пределах 40-30°. Рассмотренные траектории
деформаций удлинения являются границами, выделяющими вновь
образуемую зону максимальных деформаций укорочения при удалении сил
нагружения.Таким образом, оценивая напряженно-деформированное состояние
бетона опорных консолей и приопорного участка ригелей с подрезками,79
необходимо отметить, что главные сжимающие напряжения
концентрируются в наклонные потоки, один из которых располагается в
консоли, другой - на участке между критическими трещинами. Угол наклона
потоков зависит от положения силы нагружения по длине ригеля: с ее
удалением он уменьшается.Главные растягивающие напряжения концентрируются в поток,
имеющий ломаное очертание и объединяющий в нижней части потоки
сжимающих напряжений. Максимальная концентрация растягивающих
напряжений соответствует вершине внутреннего угла подрезки.Короткие балки, перемычки и подкрановые ригелиНапряженно-деформированное состояние бетона коротких балок
рассмотрим на примере перемычек и подкрановых ригелей, являющихся
разновидностями коротких балок и имеющих принципиально одинаковое
напряженно-деформированное состояние. Одновременно выделим
особенности этих конструкций.Как уже говорилось, перемычки над проходами в надкрановой части
колонн имеют тенденцию к увеличению высоты, в коротких балках передача
усилий происходит при различных по длине грузовых площадках. Используя
изменение этих факторов, произведем анализ распределения деформаций,
замеренных тензодатчиками, расположенными по всей поверхности
перемычек (рис.3.15,а,б,в).80Рис.3.15.	Напряженно-деформированное состояние бетона
в перемычкаха - при небольших размерах lsup\ б - при
больших размерах lsup; в - при
увеличении высоты перемычки; г -
распределение	деформаций(напряжений) при изменении 15ир.
Анализ деформаций в бетоне перемычек (аналогично консолям колонн)
позволяет выделить три характерные зоны. В пределах первой зоны
концентрируются и образуют поток деформации укорочения или главные
сжимающие напряжения. Эта зона располагается между грузовой площадкой
и опорами-ветвями колонн. В пределах второй зоны, располагающейся вдоль
нижней грани перемычек, концентрируются деформации удлинения или
главные растягивающие напряжения. Между первой и второй располагается
третья зона, зона малых деформаций и напряжений. Сопоставление среднего
угла наклона потока деформаций укорочения с линией, соединяющей центр
приложения нагрузки с центром опоры, показывает, что направление потока
деформаций согласуется с рассматриваемой линией.Угол наклона потока деформаций укорочения увеличивается примерно
пропорционально увеличению высоты перемычки.Увеличение длины грузовой площадки приводит к увеличению ширины
наклонного потока в верхней части перемычек; при этом также возрастает
средний угол наклона потока деформаций укорочения.Распределение деформаций укорочения по ширине наклонной зоны
является неравномерным. Выделение участков с максимальными значениями
деформаций приводит к определению границ потока максимальных
деформаций (рис.3.15,г).В зоне местных деформаций (напряжений) распределение главных
деформаций укорочения имеет более резкую концентрацию.Увеличение длины грузовой площадки вызывает увеличение ширины
потока деформаций укорочения. Это наглядно видно при анализе
распределения деформаций по ширине потока.По приведенному на рис.3.15,г распределению деформаций удлинения в
зоне, расположенной вдоль нижней грани перемычек, можно судить о
ширине потока главных растягивающих напряжений. Таким образом, в
перемычках при их нагружении сосредоточенной нагрузкой образуется два
симметрично расположенных наклонных потока главных сжимающих
напряжений, объединенных в нижней зоне горизонтальным потоком
растягивающих напряжений. При этом угол наклона потоков зависит от
высоты перемычек, а ширина потоков - от размеров грузовых площадок
(рис.3.16).Рис.3.16.	Схема отклоненийусредненного	угла наклона главныхсжимающих	напряжений (деформации
укорочения)81
Рассмотрим распределение деформаций, полученных по показаниям
тензодатчиков, расположенных, как в предыдущих конструкциях, по всей
поверхности подкрановых ригелей.Распределение характерных зон в подкрановых ригелях является
аналогичным перемычкам. Поэтому остановим внимание на особенностях,
свойственных подкрановым ригелям и связанных с изменением схем
нагружений (рис.3.17).Рис.3.17. Напряженно-деформированное состояние в бетоне
подкрановых ригелейа - поле деформаций при изменении схем нагружений; б - распределение
деформаций (напряжений) в бетоне при изменении схем нагруженийПри нагружении ствола колонны главные деформации укорочения
концентрируются в пределах наклонного участка, расположенного между
опорой и стволом колонны.При совместном нагружении подкранового ригеля крановой нагрузкой и
нагрузкой, передаваемой на ствол колонны, угол наклона потока деформаций
укорочений повышается. Одновременно увеличивается ширина потока.
Интенсивность увеличения угла наклона и ширины потока деформаций
укорочения зависит от соотношения величин прикладываемых нагрузок
(рис.3.17,а). Характерным является распределение деформаций укорочения
по ширине наклонного потока в верхней части подкранового ригеля. На
распределение деформаций оказывает влияние ненагруженный промежуток,
расположенный между стволом колонны и внутренней гранью опорной
площадки, имитирующей нагрузку от подкрановых балок, а также величину
этой нагрузки. В результате эпюра распределений деформаций имеет
неравномерный характер. С удалением от верхней грани это влияние
сглаживается. В целом распределение деформаций укорочения (рис.3.17,б)
позволяет судить об увеличении ширины наклонного потока деформаций, а
также угла их наклона при совместном действии двух видов нагружений.По распределению деформаций удлинения можно судить о ширине и
расположении потока растягивающих напряжений.82
Таким образом, при изменении схем нагружений изменяется угол
наклона и ширина потока главных сжимающих напряжений в подкрановых
ригелях.Разновидности коротких элементовРаспределение напряжений и деформаций в бетоне ростверков и
диафрагм жесткости изучалось также на основании показаний тензодатчиков,
расположенных по всей поверхности исследуемых элементов.Распределение деформаций в бетоне ростверков не имело
принципиальных отличий от перемычек.Распределение деформаций (напряжений) в диафрагмах жесткости
свидетельствовало об образовании наклонного потока главных сжимающих
напряжений, расположенного между площадками, передающими
горизонтальную нагрузку, при соотношении вертикальных и горизонтальных
сил, не превышающем 0,6 (рис.3.18).Рис.3.18. Поле деформаций в бетоне
диафрагм жесткости при соотношенииF/H=\AКачественная картина распределения главных сжимающих и
растягивающих напряжений в приведенных разновидностях коротких
элементов являлось принципиально одинаковой с рассмотренной выше
картиной распределения этих напряжений в коротких элементах.Напряженно-деформированное состояние арматуры
в коротких элементахНапряженно-деформированное состояние арматуры в коротких
элементах будем характеризовать подобно напряженно-деформированному
состоянию бетона в коротких элементах, т е. определяя опытным путем
распределение деформаций.Продольная арматураВ продольной арматуре коротких элементов всех видов развивались
деформации удлинения, т.е. во всех рассматриваемых случаях она
испытывала растяжение. Распределение деформаций (рис.3.19) носило83
спокойный характер. До образования трещин в бетоне деформации
распределялись почти равномерно по длине арматуры. К моменту
образования трещин распределение деформаций удлинения становилось
неравномерным. В сечениях, где намечалось образование трещин,
происходило увеличение деформаций. Для коротких консолей увеличение
деформаций в продольной арматуре соответствовало опорному сечению. В
коротких балках, перемычках, подкрановых ригелях и ростверках
увеличение деформаций в продольной арматуре соответствовало сечению,
проходящему через середину пролета.Рис.3.19. Распределение деформаций (напряжений) в продольной
арматуреа - коротких консолей; б - приопорных участков ригелей; в - перемычек колонн.Поперечная арматураРассмотрим распределение деформаций в различных видах поперечной
арматуры, исследуемой в опытах.В горизонтальных хомутах, расположенных в консолях колонн, как
правило, возникали деформации удлинения, соответствующие
растягивающим напряжениям. Их распределение вдоль стержней носило
неравномерный характер. Так, в горизонтальных хомутах, расположенных в
верхней зоне консоли, наблюдалось увеличение деформаций удлинения в
зоне максимальных растягивающих напряжений. В то же время отмечалось
нарастание деформаций удлинения в хомутах, расположенных в зоне
максимальных сжимающих напряжений (рис.3.20,г).В горизонтальных хомутах коротких балок также наблюдались
деформации удлинения при их неравномерном распределении вдоль
хомутов. Наибольшие значения деформаций в хомутах, расположенных в
верхней части элемента, отмечались в зоне приложения нагрузки; в
промежуточных по высоте балки хомутах максимальные значения
деформаций располагались примерно в средней части между грузовой и
опорной площадками.Распределение деформаций в вертикальных хомутах происходило
неравномерно. Отмечалось появление деформаций укорочения, если хомуты84
располагались в сжатой зоне, а также деформаций удлинения, если хомуты
располагались в растянутой зоне (рис.3.20). В вертикальных хомутах
приопорного участка ригеля возникали деформации удлинения, однако, их
характер распределения был неравномерным. В верхней зоне ригеля
величины деформаций в хомутах резко уменьшались (рис.3.20,б). При
расположении вертикальных хомутов в малонапряженных участках
деформации в них приближались к нулю.Рис 3.20. Распределение деформаций (напряжений) в поперечной
арматуреа - коротких консолей; б - приопорных участках ригелей; в - коротких балок; г -
перемычек колонн.В вертикальных стержнях, расположенных в перемычках, которые
можно считать вертикальными хомутами, отмечались деформации
укорочения; при этом их распределение также было неравномерным. В
верхней их части деформации приближались к нулю, в нижней имели
максимальное значение (рис.3.20,г).В наклонных хомутах появлялись деформации удлинения; в целом
характер их распределения являлся более спокойным, чем в вертикальных
хомутах (рис.3.20,а). В отогнутой в направлении сжатого потока арматуре,
расположенной в перемычках, отмечались деформации укорочения; при этом
в верхней и нижней частях арматуры величина деформаций увеличивалась.Таким образом, поперечная арматура участвует в работе коротких
элементов. Горизонтальные хомуты являются растянутыми, вертикальные
хомуты в зависимости от места расположения могут быть сжатыми и85
растянутыми. Наклонные хомуты испытывают растяжение. Распределение
напряжений независимо от знака и вида поперечной арматуры является
неравномерным. Отогнутая в направлении потока сжимающих напряжений
арматура испытывает сжимающие напряжения, распределяющиеся почти
равномерно по ее длине.Картина распределения деформаций в поперечной арматуре при
появлении трещин резко меняется. Установить закономерности
распределения деформаций после образования трещин не представляется
возможным, поэтому судить об уровне напряжений можно только
приближенно.Влияние совместного действия вертикальных и горизонтальных
сил на сопротивление коротких элементовВ результате совместной работы конструкций каркасов зданий короткие
элементы могут испытывать совместное воздействие вертикальных и
горизонтальных сил. Этим объясняется необходимость проведения
целенаправленных экспериментальных исследований сопротивления
коротких консолей колонн, опорных консолей ригелей, перемычек над
проходами совместному воздействию вертикальных и горизонтальных сил.Рассмотрим характер работы испытанных элементов поочередно.
Испытана серия образцов коротких консолей при совместном действии
вертикальной и горизонтальной растягивающей сил, поочередно
принимаемых равными 0, 0,25, 0,5 от величины вертикальной разрушающей
силы Q. Кроме Tqro, испытана серия образцов консолей колонн при
совместном действии вертикальной и горизонтальной сжимающей сил,
принимаемых равными 0,5 от величины разрушающей вертикальной силы.При увеличении величины горизонтальной растягивающей силы до 0,5Q
и до 0,75Q разрушающая сила снижалась соответственно в 1,4 и в 2,1 раза.
При этом изменялся характер разрушения. В первом случае разрушение
происходило по сжатой полосе при активном раскрытии трещины в опорном
сечении консоли, т.е. при одновременном разрушении сжатой полосы бетона
и растянутого пояса. Во втором случае разрушение происходило по
растянутому поясу.При совместном действии вертикальной и горизонтальной сжимающих
сил, равных 0,5Q, разрушающая сила повышалась в 1,45 раза; при
горизонтальной силе, равной 0,75 Q, разрушающая сила повышалась в 1,6
раза (рис.3.21). Разрушение происходило по сжатой полосе бетона.Характерно, что образование трещин и характер их развития были
аналогичны образованию трещин и характеру их развития в образцах
консолей, испытанных при отсутствии горизонтальной силы. Отметим, что
горизонтальная сила передавалась на консоль в уровне растянутой
продольной арматуры.Испытано шесть натурных опорных консолей ригелей с подрезками при
действии вертикальной и горизонтальной растягивающей сил, которые86
поочередно принимались равными 0,15, 0,25 и 0,5 от вертикальной
разрушающей силы Q. Растягивающее усилие передавалось в уровне
продольной арматуры консоли.87При совместном действии вертикальной и растягивающей
горизонтальной сил снижалась величина разрушающей силы. Степень
снижения увеличивалась по мере роста величины горизонтальной силы в
1,09, 1,2 и 1,5 раза при горизонтальной силе, равной 0,15, 0,25 и 0,5 от
разрушающей вертикальной силы. Изменялся характер образования и
развития трещин в растянутой зоне. Снижалось усилие образования трещин,
траектория трещин становилась более вертикальной. Изменялся вид
разрушения от разрушения по трещине Т-1, исходящей из вершины
внутреннего угла подрезки, к смешанному разрушению по сжатой полосе и
по трещине Т-1 и в последующем к разрушению по вертикальной трещине,
проходящей в опорном сечении консоли при отсутствии вертикальной силы.Изменение разрушающей силы в зависимости от величины
растягивающей горизонтальной силы показано на рис.3 .22,а.Испытание приопорных зон ригелей с подрезками при совместном
действии вертикальной и горизонтальной сжимающей сил, передаваемых в
уровне продольной арматуры консоли, показало, что разрушающая сила
увеличивается в 1,4 раза с увеличением сжимающей горизонтальной силы до
0,5Q; при этом изменяется вид разрушения от разрушения по трещине Т-1 до
разрушения по сжатой полосе консоли.Испытание серии ригелей с частичным защемлением на опоре, т е. при
действии опорного изгибающего момента, показало, что разрушающая сила
увеличивается; при этом степень роста разрушающей силы определяется
положением силы нагружения по длине ригеля.При изменении величины опорного момента от нуля до 0,25Q
разрушающая сила возрастала в 1,35 раза при положении силы a=0,9hoc и в
1,2 раза при положении силы a=l,5hoc Величина разрушающей силы не
изменялась, когда сила нагружения прикладывалась на расстоянии a=2,5hoc.Рассмотрим, что происходило с видами разрушения при различных
значениях величины опорного момента и изменении расположения силыРис.3.21.	Изменениеразрушающей силы в консолях
колонн при совместном
действии вертикальных и
горизонтальных сил1 - сжимающих; 2
растягивающих.
нагружения. При a=0,9hoC разрушение происходило по сжатой полосе
независимо от величины опорного момента. При a=l,5hoc разрушение также
происходило по сжатой полосе независимо от величины опорного момента;
при этом ширина сжатого потока в верхней части значительно
увеличивалась. При a=2,5hoC разрушение происходило по трещине Т-2,
проходящей через вершину нижнего угла подрезки.Таким образом, опорный изгибающий момент повышает разрушающую
силу в опорных консолях при его значении, не превышающем 0,5Q, и не
влияет на величину силы разрушения при большем его значении, а также при
удалении силы нагружения от опоры, т.е. при a=2,5hoC.Рис.3.22. Изменение разрушающей силы в консолях ригелейа - при совместном действии горизонтальных и вертикальных сил (1 - сжимающих;
2 - растягивающих) ; б - при частичном защемлении ригеля на опоре (1 - a=0,9hoc\
2 - a=l,5h0c, 3 - a=2,5hoc).Испытана серия образцов перемычек над проходами на совместное
воздействие вертикальной и горизонтальной сил, приложенных в уровне
грузовой площадки и принимаемых поочередно равными 0,15, 0,25 и 0,5 от
вертикальной разрушающей силы F. Разрушение происходило по наклонной
полосе, расположенной со стороны приложения горизонтальной силы.
Разрушающая сила по этой полосе снижалась соответственно увеличению88
горизонтальной силы в 1,1, в 1,3 и в 1,6 раза. Одновременно с этим
уменьшалось трещинообразование в противоположной разрушению стороне.
Можно полагать, что тем самым как бы пропорционально снижению
разрушающей силы наиболее нагруженной полосы повышается
разрушающая сила для противоположной более разгруженной наклонной
полосы. Изменение разрушающей силы в перемычках над проходами
показано на рис.3.23.Рис. 3.23. Изменение разрушающей силы в перемычках над проходами
при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил	сжимающих;	- растягивающих.Таким образом, определена закономерность в сопротивлении коротких
элементов совместному воздействию вертикальных и горизонтальных сил,
приложенных в уровне опорных и грузовых площадок, что соответствует
действительным условиям эксплуатации. В консолях колонн и в опорных
консолях ригелей с увеличением растягивающих горизонтальных сил
уменьшается разрушающая сила, изменяется вид разрушения, которое в
конечном счете происходит по растянутому поясу. С увеличением
сжимающих усилий разрушающая сила увеличивается, разрушение
происходит по сжатой полосе.В перемычках над проходами увеличение горизонтальной силы
догружает сжатую наклонную полосу, расположенную со стороны
приложения горизонтальной силы. Одновременно с этим разгружается
противоположная сжатая полоса; разрушение при этом происходит по
наиболее нагруженной наклонной полосе.Частичное защемление ригеля на опоре, т.е. наличие пары
горизонтальных сил, приложенных в уровне верхней грани ригеля и в уровне
опорной площадки, повышает разрушающую силу при положении сил
нагружения a=l,5hoc и не влияет на разрушающую силу при положении силы
нагружения на расстоянии a=2,5hoC.89
Влияние многократно повторного действия нагрузки
на сопротивление коротких элементовКонсоли и подкрановые ригеля колонн промышленных зданий
испытывают многократно повторное воздействие крановой нагрузки.С целью определения влияния многократно повторного воздействия
нагрузки на сопротивление коротких элементов было испытано пять серий
образцов коротких консолей при различных значениях циклических
характеристик. Выбор циклических характеристик обосновывался выше.
Здесь напомним, что коэффициент асимметрии цикла принимался двух
видов, минимальное значение р=0,135 (среднее значение р=0,35). Величина
максимального нагружения поочередно принималась равной 0,4, 0,55, 0,7 и
0,8 от разрушающей силы, определенной при статическом нагружении.В испытаниях, результаты которых рассматривались выше, было
установлено, что короткие консоли имеют два вида разрушений - по
наклонной сжатой полосе и по растянутому поясу. В связи с этим влияние
многократно повторного нагружения изучалось для каждого вида
разрушения. Для этого предпринимались конструктивные меры, чтобы
повысить поочередно прочность растянутой зоны и сжатой полосы, для
исключения не желаемого вида разрушения.Рассмотрим результаты испытаний. В первой, второй и третьей сериях
образцов изучалась выносливость наклонной сжатой полосы, при этом
процент армирования продольной арматурой увеличивался до 1,35%. В
первую серию входило восемь образцов. Один образец из каждой серии
испытывался статическим воздействием нагрузки для сопоставления и
определения величин циклических характеристик. Для первой серии
коротких консолей принималось р=0,135 и Qmax=0,4Qtest. Как правило, при
числе циклов нагружений, близком к N=3,0-105, в бетоне консолей
образовывалась так называемая граничная наклонная трещина, которая
отделяла сжатую полосу от растянутой зоны и была характерной для всех
образцов этой серии. Ширина трещины составляла 0,05 мм, длина -
примерно одну треть от высоты консоли. С увеличением числа нагружений
появление другого вида трещин не наблюдалось, и развитие указанной
трещины было незначительным. Все образцы выдерживали условный предел
многократно повторного нагружения, принятого в нормах равным 2,0-106,
при N=2, МО6 испытания прекращались. Впоследствии все образцы первой
серии были испытаны при статическом воздействии нагрузки, при этом не
отмечалось снижения величины разрушающей силы. Характер образования
трещин и вид разрушения также не изменялись. Для второй серии образцов
консолей величина максимального нагружения Fmax поочередно принималась
равной (0,55, 0,7, 0,8)Ftest, коэффициент р=0,135. Испытание первого образца
при Fmax=0,55Ftest характеризовалось появлением наклонной трещины Т-0.
Она образовывалась в средней части наклонной полосы консоли при
количестве циклов нагружений N=2,0-104. Ширина трещины составляла 0,25
мм. С увеличением числа циклов нагружений развития этой трещины не90
наблюдалось. При N=l,15106 начиналось образование мелких прерывистых
трещин в зоне нижнего угла примыкания консоли к колонне. При N=l,2106
произошло разрушение.При выводе пресса в заданный режим работы в образце с
характеристиками р=0,135 и Fmax=0,7Ftest до приложения циклической
нагрузки образовывалась наклонная трещина Т-0, расположенная внутри
сжатой полосы; ширина трещины составляла 0,15 мм. При приложении
циклической нагрузки развитие трещины было незначительным. При числе
циклов нагружений N=6,2-104 наметилась серия коротких трещин в зоне
нижнего угла консоли, при N=7,5-104 появление коротких трещин
приобретало спонтанный характер. При количестве циклов нагружений
N=8,2-104 наступило разрушение. Область разрушения находилась в нижней
части и занимала примерно третью часть консоли.В образце консоли с характеристиками р=0,135, Fmax=0,8Ftest в период
вывода пресса в заданный режим, так же как в предыдущем образце,
появлялась трещина типа Т-0 с шириной раскрытия 0,2 мм. При циклической
нагрузке N=2,8* 104 в средней части консоли начинали образовываться
прерывистые трещины; при N=2,2-104 развитие этих трещин приобретало
спонтанный характер, увеличилась область их появления. При N=2,8-104
произошло разрушение консоли. Область разрушения была обширной и
занимала весь участок консоли от грузовой площадки до опоры.В третьей серии образцов консолей величина максимального
нагружения Fmax поочередно составляла (0,55, 0,7, 0,8)Flesl, коэффициент
асимметрии р принимался равным 0,35.Испытание первого образца при Fmax=0,55Ftest характеризовалось
образованием наклонной трещины в средней части консоли при количестве
циклов нагружения N=5,0-103 и слабым ее развитием с увеличением числа
циклов нагружений. Образец испытал N=2,1 106 и в последующем был
разрушен при статическом нагружении; при этом величина разрушающей
силы была близкой к образцу, не испытавшему циклического нагружения.В образце консоли с характеристиками р=0,35 и Fmax=0,7Ftest появление
наклонной трещины соответствовало N=6,0-106; с увеличением числа циклов
нагружений до N=1,0-106 появлялась серия наклонных трещин в нижней зоне
консоли. При N=1,2-106 произошло разрушение; область разрушения
занимала примерно четвертую часть консоли и располагалась в нижней зоне.В образце консоли с характеристиками р=0,35 и Fmax=0,8Ftest появление
наклонной трещины Т-2 в бетоне средней части консоли предшествовало
циклическому нагружению. При количестве циклов нагружений N=1,1-Ю5 в
образце началось образование серии наклонных коротких трещин в средней
части консоли, при этом наклонная трещина Т-0 почти не развивалась. При
N=1,4* 105 образец консоли разрушился, область разрушения была обширной.В четвертой и пятой сериях коротких консолей изучалось влияние
многократно повторного нагружения на разрушение по растянутому поясу.91
В четвертой серии величина максимального нагружения Fmax поочередно
принималась равной (0,55, 0,7, 0,8)Ftcsl, коэффициент асимметрии р
принимался 0,35. Процент армирования продольной арматурой был снижен и
принимался равным 0,48%. Для повышения прочности сжатой полосы
увеличивался процент армирования образцов консолей горизонтальными
хомутами и принимался равным 0,7%.В образце с характеристиками р=0,35 и Fmax=0,55Flesl при циклической
нагрузке N=0,3-104 наблюдалось образование трещины Т-Р с шириной
раскрытия, равной 0,2 мм, в растянутой зоне, в опорном сечении консоли. С
увеличением числа циклов нагружений трещина слабо развивалась. Образец
выдержал 2,МО6 циклов нагружений и впоследствии был разрушен при
статическом нагружении; при этом разрушающая сила была близкой к
образцу, не испытавшему циклического воздействия нагрузки. И в этом, и в
другом образце разрушение происходило по растянутой зоне.В образце с характеристиками р=0,35 и Fmax=0,7Ftest до нагружения
циклической нагрузкой наблюдалось образование трещины Т-Р в опорном
сечении консоли при нагрузке, равной 0,6F. После приложения и с ростом
циклической нагрузки трещина Т-Р активно развивалась, наблюдалось
выкрашивание бетона по ее берегам. При количестве нагружений N=1,4-106
образец разрушился в результате разрыва арматуры в трещине Т-Р (рис.3.24).Рис. 3.24. Изменение
разрушающей силы при многократно
повторном нагружении и рарушении
консолей по наклонному сжатому
участку бетона•	- при р = 0,35; * -при р =0,135.В образце с характеристиками р=0,35 и Fmax=0,8Ftest до приложения
циклической нагрузки образовывалась трещина Т-Р в опорном сечении
консоли при нагрузке 0,6F. Так же как в предыдущем образце, с ростом числа
циклов нагружений трещина Т-Р активно развивалась при выкрашивании
бетона по берегам трещины, и при N=0,1-106 произошло разрушение в
результате разрыва арматуры.Образцы шестой серии по сравнению с предыдущей серией имели более
низкую циклическую характеристику, р принималось равным 0,135. В связи
с этим были приняты дополнительные меры по усилению сжатой зоны
консоли, чтобы исключить разрушение по сжатой полосе. Для этого часть92
арматуры из ствола колонны отгибалась в направлении сжатой полосы.
Величина максимального нагружения поочередно принималась равной (0,4,
0,55, 0,7, 0,8)Ftest.Поскольку предыдущие серии подробно описаны и позволяют получить
представление о сопротивлении коротких консолей действию многократно
повторной нагрузки, приведем общую характеристику результатов
испытания этой серии образцов.В образцах консолей, в которых величина максимального нагружения
составляла (0,55, 0,7)Ftest, разрушение наступало в результате обрыва
продольной арматуры в опорном сечении консоли при активном развитии
трещины и при количестве циклов нагружений, соответственно равном
1,4* 106; 4,0* 104. В образце консоли, в котором величина максимального
нагружения составляла 0,8Ftest, разрушение произошло в результате обрыва
арматуры в зоне сварки с закладной деталью при числе циклов нагружений,
равном 7,0-103.Разрушение образца Fmax=0,4Ftesl происходило при статическом
воздействии нагрузки, после того как он испытал 2,1x106 циклов нагружений;
при этом не отмечалось снижения разрушающей силы.Таким образом, экспериментальные исследования показали, что
многократно повторное нагружение не изменяет как характера развития
трещин, так и видов разрушения консолей. Выносливость коротких
определяется выносливостью сжатой наклонной полосы бетона и растянутой
зоны. Характер развития трещин перед разрушением и само разрушение
отличаются более ярко выраженным раздроблением бетона вдоль сжатой
наклонной полосы. Размеры зоны выносливости определяются значениями
циклических характеристик. При высоких уровнях нагружения и малых
значениях коэффициента асимметрии зона разрушения полностью
охватывает сжатую полосу. По мере снижения уровня нагружения и
увеличения коэффициента асимметрии область раздробления бетона
уменьшается.Выносливость растянутой зоны определяется выносливостью арматуры
при активном развитии трещины в опорном сечении. Предел выносливости
арматуры зависит от значений коэффициента асимметрии и уровня
нагружения.Характерным является традиционное появление трещины в бетоне
наклонной полосы сравнительно при небольшом количестве циклов
нагружений, причем рассматриваемая трещина не имеет последующего
активного развития и не является критической при разрушении. На этом
основании можно сделать вывод, что эта трещина не влияет на выносливость
сжатой полосы. Этим еще раз подтверждается особенность напряженно-
деформированного состояния коротких элементов.На основании рассмотренных результатов испытаний можно считать,
что пределом выносливости коротких консолей по сжатой полосе является
FVb=0,55Ftest при р=0,135 и FVb=0,7Ftest при р=0,35. Пределом выносливости93
консоли по растянутому поясу является Fvs=0,5Ftest при р=0,135 и Fvs=0,7Ftest
при р=0,35.Кроме того, на основе полученных результатов можно считать, что при
небольших уровнях нагружений, в частности при Fmax=0,4Ftest,многократно
повторное нагружение консолей не снижает разрушающую силу. Изменение
разрушающей силы при многократно повторном нагружении по сжатой
полосе и растянутому поясу консоли показано на рис.3.24 и 3.25.Одновременно с образцами консолей проводилось испытание бетонных
призм и арматурных стержней, соответствующих бетону и арматуре
опытных консолей, на воздействие многократно повторной нагрузкой при
соответствующих циклических параметрах.Сопоставление результатов испытаний показало, что выносливость
сжатой полосы консоли в среднем на 10-15% выше выносливости бетонных
призм, выносливость растянутой зоны в среднем на 8-10% выше
выносливости арматурных стержней.94Рис. 3.25. Изменение
разрушающей силы при
многократно	повторномнагружении и рарушении
консолей по растянутой зоне•	- при р = 0,35; * -при р =0,135.
IV.	ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО
СОСТОЯНИЯ КОРОТКИХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВВ связи с поставленной задачей, которая заключается в том, чтобы
разработать единый метод расчета коротких элементов, собран и
проанализирован накопленный опыт экспериментальных исследований, а
также проведено несколько серий испытаний коротких элементов,
результаты которых рассмотрены выше. Таким образом, получена
многообразная информация о сопротивлении коротких элементов. И, тем не
менее, ограниченные технические возможности, а также сложность
действительной работы элементов не позволяют получить полную картину
напряженно-деформированного состояния. Поэтому целесообразна
дополнительная информация о напряженно-деформированном состоянии
коротких элементов.Используя подход, принятый при анализе экспериментальных
исследований, были рассмотрены результаты по определению напряженного
состояния коротких консолей, полученные ранее путем испытаний с
применением фоточувствительных покрытий. В последующем была
разработана программа исследований коротких элементов, включающая в
себя не только консоли, но и другие основные представители коротких
элементов, согласно которой на основе пакета прикладных программ
автоматизированного проектирования ППП АПЖБК, те. численным
методом произведен расчет, реализованный на ЭВМ.Рассмотрим результаты проведенных исследований.Напряженно-деформированное состояние коротких консолей,
определенное оптическими методами в нашей стране и за рубежомИзвестны работы (221, 258) по исследованию коротких консолей
проведенные путем испытаний с применением оптически чувствительных
покрытий. Наиболее ценными из результатов является характер
распределения траекторий главных напряжений показанные на рис.4.1.
Рассмотрим распределение траекторий главных напряжений в коротких
консолях колонн с наклонной гранью, при угле наклона, равном 45° и в
консолях с параллельными гранями. Весьма наглядно траектории главных
сжимающих напряжений формируются под грузовой площадкой в
концентрированный наклонный поток, направленный к опоре. Концентрация
напряжений вдоль сформировавшегося потока неодинакова. Более плотным
поток является под грузовой площадкой и у опоры в пределах нижнего угла
примыкания консоли к колонне (рис.4.1,а). Плотность траекторий
уменьшается в средней части потока. В остальной части консоли траектории
сжимающих напряжений становятся весьма редкими. Следует отметить, что
направление потока сжимающих напряжений также неодинаково по его
длине. В верхней части, особенно с внешней стороны, траектории проходят
более вертикально, повторяя внешнюю грань консоли. В нижней части поток95
сжимающих напряжений является наклонным и проходит вдоль свободной
наклонной грани консоли.Рис.4.1. Траектории
главных напряженийа - в коротких консолях колонн
с наклонной гранью; б - в
коротких консолях колонн с
горизонтальной гранью; в - в
приопорных участках ригелей с
подрезками.Траектории главных растягивающих напряжений концентрируются
вдоль верхней грани консоли и образуют почти горизонтальный поток.
Также как сжимающие, главные растягивающие напряжения имеют разную
по длине потока концентрацию. Поток наиболее рассеивается у внешней
грани консоли и, наоборот, максимально концентрируется у вершины
верхнего угла примыкания консоли к колонне. В остальной части консоли
плотность траекторий растягивающих напряжений значительно снижается.Обратим внимание на распределение главных напряжений в зоне
нижнего внешнего угла консоли с параллельными гранями. Траектории
напряжений имеют весьма малую плотность. Это позволяет судить о том, что
напряжения в бетоне рассматриваемого участка незначительны. Таким
образом, наклонная грань консоли устраняет малонапряженный участок, не
влияющий на прочность консоли. В остальном распределение главных
напряжений в консоле с параллельными гранями не имеет отличий от
консоли с наклонной гранью (рис.4.1,а,б).Как уже говорилось, опорная консоль ригелей с подрезками отличается
от консолей колонн отсутствием опоры с противоположной действию силы
стороны, а также тем, что в отличие от консоли колонн, которые примыкают
к сжатому элементу, опорная консоль ригеля примыкает к изгибаемому
элемент. В связи с этим зона соединения оказывает соответствующее
влияние на напряженное состояние.В целом характер распределения траекторий главных напряжений в
опорных консолях ригелей не отличается от консолей колонн. Остановим
внимание на особенностях. Траектории главных сжимающих напряжений,
сконцентрировавшиеся в поток у опорной площадки, меняют направление
приближаясь к верхней грани ригеля, угол наклона становится более96
пологим. Далее, в ригеле поток сжимающих напряжений переходит в
горизонтальный сжатый пояс, располагающийся вдоль верхней грани ригеля.Другой особенностью является распределение траекторий главных
растягивающих напряжений. Для них характерна концентрация в пучок у
вершины входящего угла подрезки, подобно консолям колонн, а затем
рассеивание в направлении вертикальной грани опорной консоли, также
подобно консолям колонн, и рассеивание к нижней горизонтальной грани
ригеля, в отличие от консолей колонн. Далее, в ригеле поток растягивающих
напряжений переходит в горизонтальный растянутый пояс,
располагающийся вдоль нижней грани ригеля (рис.4.1,в).Таким образом, поток главных сжимающих напряжений отделяет
малонапряженную зону, расположенную у верхнего внешнего угла опорной
консоли. Поток главных растягивающих напряжений отделяет
малонапряженную зону, расположенную у нижнего внешнего угла подрезки.Рассмотренные результаты исследований коротких консолей дают
яркую картину распределения главных напряжений, на основании которых
можно судить о том, что главные напряжения определяют прочность
коротких консолей, а также можно судить о расположении, направлении и
плотности траекторий и о ширине наиболее напряженных участков. Следует
отметить, что рассмотренные результаты подтверждают и дополняют
характер напряженного состояния коротких консолей, полученного при
экспериментальных исследованиях.Однако эти исследования касаются только коротких консолей, не
включают исследования других видов коротких элементов, а также
изменение схем нагружений. Кроме того они не позволяют судить о
характере распределения и изменении напряжений других видов при
изменении ряда основных факторов.Таким образом, необходимость получить дополнительную информацию
о напряженно-деформированном состоянии коротких элементов становится
очевидной.Программы исследований коротких элементов численным
методом, проведенных авторомРасчет коротких элементов производился методом конечных элементов
по программе «Лира» ППП АПЖБК. Программами расчета
предусматривалось исследование коротких консолей колонн, опорных
консолей ригелей, перемычек над проходами и подкрановых ригелей
двухветвевых колонн при изменении схем нагружений.Короткие консоли колоннПрограммой расчета консолей колонн предусматривалось определение
напряженно-деформированного состояния при совместном нагружении
ствола колонны и консолей, а также при отсутствии нагружения ствола.
Кроме того, предусматривался расчет консолей колонн при совместном4-818697
действии вертикальной и горизонтальной растягивающей силы,
приложенной в уровне верхней грани консоли. В качестве расчетной модели
с целью осуществления сопоставления результатов была принята
двухконсольная часть колонны среднего ряда по аналогии с натурными
консолями, испытанными по выше изложенной программе. Расчетные схемы
разрабатывались путем равномерной разбивки поверхности консолей колонн
на конечные элементы, представляющие собой ячейки прямоугольного и
треугольного очертания с размерами 10x10 см, всего 284 конечного элемента
и 277 узлов их сопряжений. Расчетная схема консоли показана на рис.4.2,а. В
одном случае нагрузка на консоль разбивалась на две составляющие силы по
500 кН и прикладывалась в соответствующих узлах конечных элементов,
нагрузка на ствол колонны разбивалась на пять составляющих по 160 кН и
прикладывалась в соответствующих узлах конечных элементов согласно
рис.4.2,а.Рис. 4.2. Расчетные схемыа - консолей колонн; б - опорных консолей ригелей при нагружении вертикальной
силой и при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил.В другом случае нагрузка на ствол колонны не прикладывалась.Расчет консолей колонн при совместном действии вертикальной и
растягивающей горизонтальной силы производился на расчетной схеме (см.
рис.4.2,а.) При этом горизонтальная сила разбивалась на три составляющие
по 250 кН и прикладывалась в соответствующие узлы конечных элементов
по верхней грани консоли. Для приближения результатов расчета к опытам
производился расчет коротких консолей по расчетной схеме, в которой
моделировалась трещина, расположенная в опорном сечении.По исходной информации поочередно для соответствующих схем
нагружений в центре каждого конечного элемента были получены98
напряжения стх, ау, тху, а также главные напряжения сть <72 и угол их
наклона ср.Опорные консоли ригелейПрограммой расчета приопорных участков ригелей с подрезками
предусматривалось определение напряженно-деформированного состояния
при различном положении силы нагружений по длине ригеля, а также при
совместном действии вертикальных и горизонтальных, приложенных в
уровне нижней грани опорной консоли.В качестве расчетной модели с целью осуществления результатов была
принята приопорная часть ригелей с подрезками по аналогии с натурными
ригелями испытанными по выше изложенной программе. Расчетная схема
получена путем неравномерной разбивки поверхности принятой модели на
конечные элементы с размерами 30x50 см для опорной консоли и с
размерами 45x50 см для приопорной зоны, всего 156 конечных элементов и
47 узлов их сопряжений. Расчетная схема опорной консоли и приопорной
зоны показаны на рис.4.2,б.Прикладываемая вертикальная нагрузка составляла 500 кН, место ее
приложения изменялось по аналогии с экспериментальными исследованиями
и поочередно принималось равным 0,9, 1,5 и 2,5 от высоты опорной
консоли h.При расчете на совместное действие вертикальной и горизонтальной
нагрузок горизонтальная нагрузка разбивалась на пять частей по 50 кН и
прикладывалась в соответствующих узлах конечных элементов на уровне
нижней грани опорной площадки. При этом в одном случае горизонтальная
нагрузка принималась растягивающей, в другом сжимающей (рис.4.2,б). Для
приближения результатов расчета к опытам производился расчет опорных
консолей по расчетной схеме, в которой моделировалась трещина в опорном
сечении консоли.Таким образом, согласно исходной информации, соответствующей
схемам нагружения, были получены напряжения сх, ау, тху, а также главные
напряжения сть стг и угол их наклона ср в каждом конечном элемента.Короткие балки-перемычки и подкрановые ригели колоннПрограммой расчета перемычек над проходами предусматривалось
определение напряженно-деформированного состояния при нагружении
сосредоточенной вертикальной нагрузкой, а также при совместном действии
вертикальной и горизонтальной нагрузок, приложенных в уровне верхней
грани перемычек.Программой расчета подкрановых ригелей предусматривалось
определение напряженно-деформированного состояния при нагружении
ствола колонны, а также при нагружении ствола колонны совместно с
односторонним нагружением ригеля крановой нагрузкой.4=99
В качестве расчетной модели перемычки была принята верхняя
надкрановая часть колонны с проходом по аналогии с натурными
перемычками, образцы которых испытаны по вышеизложенной программе.
Расчетная схема получена путем неравномерной разбивки поверхности
перемычки на конечные элементы размерами 10x10, 5x10 и 17,5x10 см; всего
137 конечных элементов и 123 узла их сопряжений. Расчетная схема
показана на рис.4.3,а.Рис. 4.3. Расчетные схемыа - перемычек при нагружении
вертикальной и горизонтальной
силами; б - подкрановых ригелей
при различных схемах нагруженийВ одном случае нагрузка на перемычку разбивалась на три части и в
сумме составляла 1250 кН, прикладывалась в средней части перемычки в
соответствующих узлах соединения конечных элементов. В другом случае
нагрузка делилась на шесть частей и в сумме составляла 2500 кН, тем самым
имитировалось увеличение размеров грузовых площадок.При исследованиях на совместное действие вертикальной и
горизонтальной нагрузок вертикальная нагрузка в сумме составляла 1250 кН.100
Горизонтальная нагрузка 650 кН разбивалась на три части, так же как
вертикальная, и прикладывалась в уровне верхней грани в соответствующие
средней части узлы сопряжений конечных элементов (рис.4.3,а).По исходной информации для каждого расчетного случая были
определены напряжения аХ) ау, тху, главные напряжения cji, а2 и угол их
наклона ср в каждом конечном элементе.Программой расчета подкрановых ригелей предусматривалось
определение напряженно-деформированного состояния при нагружении
ствола колонны, а также при нагружении ствола колонны совместно с
нагружением несимметрично приложенной крановой нагрузкой.В качестве расчетной модели была принята часть двухветвевой колонны
среднего ряда с подкрановым ригелем по аналогии с натурными ригелями,
образцы которых испытаны по вышеприведенной программе. Расчетная
схема получена путем неравномерной разбивки поверхности подкрановых
ригелей на конечные элементы с размерами 10x10, 10x8 и 5x8 см; всего 237
элементов и 223 узла их сопряжений. Расчетная схема показана на рис.4.3,б.В одном случае нагрузка на ствол колонны прикладывалась равномерно
в каждом узле сопряжений коротких элементов: по 250кН в крайних и по
500кН в средних узлах - в сумме 5000кН. В другом случае принималось
нагружение ствола колонны по аналогии с первым случаем и одновременно
прикладывалась односторонняя крановая нагрузка, разделенная на пять
частей, и в сумме составляющая 2400кН (рис.4.3,6).По исходной информации для каждого случая в каждом коротком
элементе были получены напряжения ах, ау, тху, а также главные напряжения
cti, СТ2 и угол их наклона ср.Разновидности коротких элементовДля исследований численным методом среди представителей коротких
элементов были выбраны фрагменты диафрагм жесткости при совместном
нагружении горизонтальной и вертикальной нагрузками. Программой
предусматривалось определение напряженно-деформированного состояния
диафрагм при соотношении сил нагружения равным от 0,3 до 1,4.В качестве расчетной модели принимался фрагмент натурной
диафрагмы жесткости по аналогии с испытанными фрагментами по
программе, приведенной выше. Поверхность диафрагмы разбивалась на
конечные элементы с размерами 13x15 и 14x15,5см; всего 100 элементов и 91
узел сопряжений элементов. Нагрузка прикладывалась в узлах конечных
элементов в уровне верхней грани диафрагм, горизонтальная нагрузка
прикладывалась в узлах трех соседних элементов, т.е. сосредоточенно по
верху и по низу боковых граней диафрагм.Ответная нагрузка вдоль нижней грани определялась как граничные
условия из решения уравнений равновесий статики и имела треугольный
характер распределения.101
На основе исходных информаций в каждом конечном элементе для
соответствующей схемы нагружений были получены напряжения ах, ау, тху,
главные напряжения аь стг и угол их наклона (р.Напряженно-деформированное состояние
коротких элементов, полученное на основе численного методаПо результатам расчета в соответствующих сечениях коротких
элементов были построены эпюры распределения нормальных и касательных
напряжений для каждой схемы нагружений. Кроме того, в каждом конечном
элементе были определены векторы главных напряжений, составляющие так
называемое поле деформаций. Рассмотрим характер распределения
напряжений и деформаций в каждом виде коротких элементов, при этом
сначала рассмотрим распределение главных напряжений, а затем
распределение нормальных и касательных напряжений.Результаты расчета при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил выделим, объединив все виды коротких элементов.Обратим внимание на тот факт, что полученная на основе численного
метода информация использована со стороны качественной оценки характера
напряженно-деформированного состояния. Количественная оценка
производилась в общем, без анализа конкретных величин. Такая постановка
вопроса может быть обоснована следующим образом. Количественное
сопоставление результатов опыта и результатов, полученных численным
методом, практически неправомочно из-за больших неизбежных
погрешностей при '* расположении тензодатчиков относительно центров
конечных элементов. В результате образуется несоответствие замеренных и
определенных в расчетах деформаций, что объясняется также
приближенностью метода конечных элементов, техническими причинами
разбросов показаний датчиков, а также причинами связанными со
спецификой материала - бетона, его неупругой работой и др.В конечном счете сопоставление и количественная оценка напряженно-
деформированного состояния приводят к значительным искажениям
истинного положения дел и противоречиям, поэтому выбранные позиции при
анализе напряженно-деформированного состояния являются более
рациональными, позволяющими получить достоверные результаты.Распределение напряжений и деформаций
в сечениях коротких элементовКороткие консоли колонн. По распределению главных напряжений
(рис.4.4,б) можно судить о том, что главные сжимающие напряжения с
максимальными векторами группируются в наклонной полосе,
расположенной в соответствии с местом приложения груза между верхней
гранью и опорой.Векторы сжимающих напряжений имеют почти вертикальное
положение у верхней грани, угол их наклона увеличивается в средней части102
консоли. Наибольшая концентрация векторов отмечается в зоне нижнего
угла примыкания консоли к колонне. За пределами рассматриваемой полосы
значения главных сжимающих напряжений резко снижаются.Рис. 4.4. Величины и углы
наклона главных напряжений в
коротких консоляха - при совместном нагружении
вертикальной и горизонтальной
силами; б - при нагружении
вертикальной силой.Векторы главных растягивающих напряжений с максимальными
значениями располагаются вдоль верхней грани консоли, значения на
участке между силой и гранью колонны незначительно отличаются друг от
друга. Исключение составляют конечные элементы, центры которых
находятся в зоне верхнего угла примыкания консоли к колонне. Здесь
наблюдается резкое увеличение значений главных растягивающих
напряжений.Характерной особенностью является следующее: на участках консоли,
расположенных между участками с максимальными главными сжимающими
и растягивающими напряжениями, каких-либо закономерностей в
распределении напряжений не отмечается. В целом можно сказать, что это
участки с умеренными и минимальными значениями главных напряжений.Нагружение ствола колонны не изменяет характера распределения
главных напряжений в консоли. Его влияние сказывается на уменьшении
угла наклона векторов главных растягивающих напряжений в верхней части
опорного сечения, а также на увеличении величины и угла наклона векторов
главных сжимающих напряжений в нижней части опорного сечения!Распределение нормальных напряжений ах (рис.4.5), как правило, имеет
двузначные эпюры. На участке между приложением силы и гранью колонны
в верхней части консоли располагаются максимальные растягивающие
напряжения, в нижней части - сжимающие. Напряжения незначительно
увеличиваются в направлении от силы к опоре, наибольшие значения
соответствуют зонам верхнего и нижнего углов примыкания консоли к
колонне. Распределение нормальных напряжений на участке между
приложением силы и внешней гранью консоли малохарактерно, величина
напряжений незначительна.103
Рис. 4.5. Распределение
напряжений <тха - при нагружении силой F\ б - при
нагружении силами F и Я.Влияние нагружения ствола колонны не сказывается на характере
распределения нормальных напряжений. Наблюдалось снижение
растягивающих и увеличение сжимающих напряжений в опорном сечении
консоли.Распределение напряжений сту имеет следующий характер. Наиболее
значительные величины напряжений соответствуют линии действия силы в
верхней части консоли и постепенно снижаются по мере удаления от верхней
грани, т.е. места их приложения. Зона максимальных значений ау таким
образом распространяется в консоли примерно на высоту вертикальной части
свободной грани консоли. В средней части значения ау уменьшаются и более
равномерно распределяются по горизонтальным сечениям. К нижней части
консоли напряжения сту снова увеличиваются, и максимальные значения
соответствуют зоне нижнего угла примыкания консоли к колонне; при этом
эпюра распределения напряжений более равномерная, чем в верхней части
консоли (рис.4.6,а). Нагружение ствола колонны увеличивает напряжения сту
в зоне нижнего угла консоли примерно на 10-15%. Общий характер
распределения ау при этом не изменяется.Рис. 4.6. Распределение напряжений ау (а) и напряжений тху (б)104
Распределение касательных напряжений тху характеризуется большей
активностью в пределах участка, расположенного между силой нагружения и
гранью консоли (рис.4.6,б). Эпюры касательных напряжений не
соответствуют параболическому очертанию, имеют ломаное очертание.
Максимальные значения касательных напряжений не соответствуют
нулевым значениям при распределении нормальных напряжений в
соответствующих сечениях. Распределение касательных напряжений на
участке между силой нагружения и внешней гранью консоли
малохарактерно, напряжения незначительны по величине. Отмечается
невысокий общий уровень значений касательных напряжений.Опорные консоли ригелей. В опорных консолях ригелей распределение
векторов главных напряжений, так же как и в консолях колонн, является
неравномерным (рис.4.7). Векторы максимальных сжимающих напряжений
группируются в пределах некоторой полосы криволинейного очертания. В
зоне приложения нагрузки векторы имеют более высокий угол наклона,
который значительно уменьшается в зоне верхней грани ригеля. С удалением
силы от опоры средний угол наклона векторов максимальных главных
напряжений снижается непропорционально удалению силы.Рис. 4.7. Величины и углы наклона главных напряжений в опорных
консолях ригелейа - при нагружении силой F\ б - при нагружении силами Q и растягивающей силой
Я; в - при нагружении силой Q и сжимающей силой F.Векторы главных максимальных растягивающих напряжений
группируются в поток ломаного очертания. Перелом в направлении потока и
наибольшее значение напряжений соответствует зоне входящего угла
подрезки. Ненапряженные участки приопорной зоны ригеля располагаются в
пределах верхнего угла консоли, нижнего угла подрезки, а также в средней
части зоны соединения консоли с ригелем.105
Распределение нормальных напряжений ах характеризуется
двузначными эпюрами. Максимальные сжимающие напряжения
располагаются у нижней грани опорной консоли, растягивающие - у верхней
грани ригеля. При этом наибольшее значение растягивающих напряжений
соответствует зоне входящего угла подрезки (рис.4.8, а).Рис. 4.8. Распределение напряжений в сечениях опорных консолей
ригелейа - напряжения ах при действии силы F\ б - напряжения ах при действии силы Q и
растягивающей силы Я; в - напряжения при действии силы F; г - напряжения av
при действии силы Q и растягивающей силы Н\ д - напряжения гху при действии
силы F; е - напряжения тху при действии силы Q и растягивающей силы Н.Распределение напряжений <зу имеет характерные особенности.
Максимальные значения напряжений располагаются в месте приложения
силы нагружения и опорной реакции по линии действия сил и уменьшаются
по мере удаления от действия сил. Особенностью является
самоуравновешивание эпюры сту у опоры консоли. Имеется в виду изменение
на противоположное значения знака напряжений ау в сечениях,106
расположенных на уровне нижней грани консоли в коротких элементах,
находящихся за опорным сечением консоли (рис.4.8,6).Распределение касательных напряжений тху на участке между
приложением силы и опорные сечением имеет следующие характерные
особенности. Значения касательных напряжений в этой зоне являются
небольшими. Эпюра распределения не является параболической.
Максимальные значения касательных напряжений не совпадают с нулевыми
точками соответствующих эпюр нормальных напряжений (рис.4.8,в).Перемычки над проходами. Распределение главных напряжений
позволяет судить о том, что векторы максимальных напряжений
группируются в наклонные полосы, расположенные между грузом и опорой.
При рассредоточении сил нагружения ширина условной полосы
увеличивается как в зоне приложения сил, так и у опоры (рис.4.9,а,б).Распределение векторов главных растягивающих напряжений позволяет
судить о том, что они группируются в поток, расположенный вдоль нижней
грани перемычки. Значения главных растягивающих напряжений на участке
между опорами являются почти одинаковыми. Между участками, в пределах
которых группируются максимальные главные напряжения, а также в зоне
верхних внешних углов перемычек главные напряжения имеют
незначительные величины.Распределение нормальных напряжений ах характеризуется также
двузначными эпюрами с максимальными сжимающими напряжениями в зоне
приложения нагрузки поверху и с максимальными растягивающими
напряжениями, почти равномерно распределенными вдоль нижней грани
перемычки (рис.4.10,д). Рассредоточение сил нагружения не изменяет
характера распределения нормальных напряжений.Распределение напряжений сгу имеет характерные особенности. В зоне
приложения сил и на линии их действия находятся максимальные значения107Рис. 4.9. Величины и углы наклона
главных напряжений в перемычках
колонна - при действии силы F; б - при
совместном действии сил F и Н.
напряжений ау. В средней части перемычек величина напряжений
уменьшается. Рассредоточение нагрузки выравнивает эпюры максимальных
напряжений сту и не изменяет характера их распределения (рис.4.10,в).Рис. 4.10. Распределение напряжений в сечении перемычек над
проходами в колоннаха - тху при нагружении силой F) б - тху при нагружении силами F и Я; в - Оу при
нагружении силой F; г - ау при нагружении силами F и Я; д - сгх при нагружении
силой F; е - ах при нагружении силами F и Я.Распределение касательных напряжений в перемычках имеет некоторые
особенности, которые заключаются в резко выраженном неравномерном их
распределении на участке между силой нагружения и опорами. Наибольшие
значения касательных напряжений соответствуют зоне приложения нагрузки.
Выравнивание эпюры наблюдается в сечении, проходящем через ветвь
колонны. Максимальные значения касательных напряжений в перемычках
так же как в других элементах, не соответствуют нулевым значениям
нормальных напряжений в рассматриваемых сечениях (рис.4.10,а).Подкрановые ригели. Распределение главных напряжений в
подкрановых ригелях позволяет судить о том, что при нагружении ствола
колонны векторы главных сжимающих напряжений также группируются в
наклонные полосы, расположенные слева и справа от наиболее напряженного
участка, имеют небольшие по величине напряжения (рис.4.11,а).При нагружении ствола колонны и одностороннем нагружении
подкрановой нагрузкой заметно увеличивается угол наклона векторов108
главных сжимающих напряжений и рассеивается концентрация напряжений,
особенно в верхней части ригеля (рис.4.11,6).Рис.4.11. Величины и углы наклона
главных напряжений в подкрановых
ригелях колонна - при действии силы F; б - при действии
сил F\a Fj.Распределение главных растягивающих напряжений позволяет судить о
том, что векторы этих напряжений группируются в поток, расположенный
вдоль нижней грани ригеля; ширина потока является незначительной
(рис.4.11).Рис. 4.12. Распределение напряжений в сечениях подкрановых ригелейа - тХу при F\ б - тху при F \л F], в - cry при F, г - сгу при F и Fj\ д - стх при F; е - их при F
и Fj.Распределение нормальных напряжений ах также имеет двузначное
выражение. Наибольшие сжимающие напряжения располагаются в зоне109
действия сил нагружения. Наибольшие растягивающие напряжения
находятся в зоне нижней грани и являются более равномерно
распределенными, чем сжимающие (рис.4.12, д). При нагружении ствола
колонны и нагружении подкрановой нагрузкой величина сжимающих
напряжений увеличивается и распределяется по верху ригеля на большую
длину (рис.4.12, е).Распределение напряжений также определяется характером приложения
сил. Максимальные значения располагаются в зоне приложения сил и в
направлении действия сил нагружения. При нагружении ствола колонны и
приложении крановой нагрузки эпюра распределения максимальных
напряжений в верхней зоне становится неравномерной, малые значения
напряжений соответствуют нагруженному участку. Величина максимальных
значений определяется величиной прикладываемых сил. Эпюра
распределения напряжений вдоль опор-ветвей колонны становится более
равномерной, величина напряжений увеличивается (рис.4.12, в).Касательные напряжения тху имеют характерное распределение в
пределах участка ригеля, расположенного между стволом колонны и опорой-
ветвью колонны. Характер распределения касательных напряжений в
подкрановых ригелях по сравнению с перемычками более спокойный.
Очертание эпюр касательных напряжений не является параболическим.
Максимальные значения не совпадают с нулевыми значениями нормальных
напряжений. Нагружение ствола колонны совместно с приложением
крановой нагрузки не изменяет характера распределения касательных
напряжений, увеличивает значение напряжений (рис.4.12, а).Разновидности коротких элементов, диафрагмы жесткости.
Рассмотрим напряженное состояние диафрагм жесткости при соотношении
горизонтальных и вертикальных сил, равном 1,4 (при данном соотношении
характер напряженно-деформированного состояния соответствует коротким
элементам).110Рис. 4.13. Величины и
углы наклона главных
напряжений в диафрагмах
жесткости при действии сил
F и Н
Распределение главных напряжений характеризуется тем, что векторы
максимальных значений сжимающих напряжений группируются в
наклонную зону, расположенную между площадками приложения
горизонтальных сил. Особенностью диафрагм является прежде всего
повышение по сравнению с другими короткими элементами главных
сжимающих напряжений, являющихся второй составляющей главных
напряжений. Особенностью является тот факт, что выделенная полоса
окружена с верхней стороны умеренно сжатым участком, а с нижней
стороны почти ненапряженным участком (рис.4.13).Распределение нормальных напряжений стх в диафрагмах жесткости, в
отличие от других элементов, имеет однозначную эпюру. Распределение
сжимающих нормальных напряжений не равномерно по высоте диафрагмы.
Эпюры распределения напряжения сгх в средней части выравниваются
(рис.4.14, а).Рис. 4.14. Распределение напряжений в сечениях диафрагм жесткостиа - ох\ б - оу\ в - тху.Распределение напряжений ау в диафрагмах, в отличие от других видов
коротких элементов, более равномерно по сечениям диафрагмы жесткости.Касательные напряжения тху также распределяются более равномерно по
сечением диафрагмы (рис.4.14, в).Ill
Для всех видов напряжений характерно, что при их распределении
минимальные или нулевые значения напряжений соответствуют зоне
нижнего угла, образуемого нижней гранью и боковой гранью,
противоположной действию сил.IЛинии равных напряженийАнализ расположения линий равных нормальных напряжений (рис.4.15)
позволяет установить следующие закономерности. Весьма наглядно линии
равных максимальных напряжений выделяют зоны концентрации
напряжений, расположенные у вершины верхнего угла примыкания консоли
к колонне, в вершине входящего угла подрезки, а также в вершинах углов
соединения ствола колонны и подкранового ригеля. То же можно сказать об
участках, расположенных в зонах углов соединения перемычек и
подкрановых ригелей с опорами-ветвями колонн.	при действии силы г;	при совместном действии F и Н.Рис. 4.15. Линии равных напряженийа - в консолях колонн; б - в опорных консолях ригелей; в - в перемычках; г - в
подкрановых ригелях; д - в диафрагмах жесткости.Для всех видов коротких элементов расположение линий равных
напряжений определяет характерные участки, закономерности и порядок
количественных изменений напряжений. Наглядным примером является
распределение напряжений в приопорной зоне ригеля. Здесь выделяется
напряженное состояние консоли, в пределах которой распределение112
напряжений характеризует сжатую и растянутую зоны. Сжимающие
напряжения увеличиваются в направлении соединения консоли с ригелем.
Растягивающие напряжения концентрируются, как говорилось, у входящего
угла подрезки. Зона максимальных напряжений углубляется в ригель, тем
самым характеризует особенность напряженного состояния зоны соединения
консоли и ригеля, позволяет судить о ее величине, примерно равной двум
вылетам консоли. С углублением в ригель расположение линий одинаковых
напряжений демонстрирует характер работы изгибаемого элемента. Имеется
в виду горизонтальное распределение линий с минимальным значением
напряжений в средней части и максимальным значением у верхней и нижней
гранях ригелей. Распределение линий с равными напряжениями в общем
подчеркивает сложность напряженного состояния приопорных зон ригелей.Отсутствие четкой закономерности в расположении линий равных
напряжений показывает особенность и сложность напряженного состояния
коротких элементов.Траектории главных напряженийНа основе результатов исследований численным методом построены
траектории главных напряжений (рис.4.16).Рис. 4.16. Траектории главных напряженийа - в консолях колонн; б - в опорных консолях ригелей; в - в перемычках; г - в
подкрановых ригелях; д - в диафрагмах жесткости.Анализируя распределение траекторий, можно видеть, что выделение
наиболее напряженных участков, описанное выше, еще раз подтверждается113
сосредоточением траекторий. Главные сжимающие напряжения
концентрируются в наклонные потоки, растягивающие напряжения - в
горизонтальные потоки. Выявляются участки, имеющие незначительные
напряжения. Изменение схемы нагружения приводит к рассредоточению
траекторий сжимающих напряжений в зоне увеличения количества конечных
элементов, к которым прикладывалась нагрузка. При этом повышается угол
наклона траекторий (рис.4.16,г,д).Напряженно-деформированное состояние
при совместном действии вертикальных и горизонтальных силРассмотрим некоторые закономерности изменения напряженно-
деформированного состояния коротких элементов при совместном действии
вертикальных и горизонтальных сил, приложенных в уровнях грузовых и
опорных площадок.Напомним, что влияние совместного действия вертикальных и
горизонтальных сил изучалось на примере консолей колонн и ригелей, а
также на примере перемычек над проходами при изменении соотношения
сил от минимальных значений H=0,15F до максимальных значений H=0,75F.
При этом в расчетных схемах консолей моделировалась трещина,
расположенная в опорном сечении.В связи с характером приложения и величиной горизонтальных сил их
влияние по мере оказываемого воздействия следует рассматривать по
характерным зонам. По мере убывания этих воздействий можно выделить
зону вблизи приложения горизонтальной силы, зону, расположенную в
средней части элемента, и зону, наиболее удаленную от места приложения
сил.Результаты расчета показывают, что небольшая по величине
горизонтальная сила оказывает влияние только на близлежащую зону.
Максимальная горизонтальная сила оказывает влияние в консолях колонн и
ригелей на близлежащую зону и зону, расположенную в средней части, в
перемычках над проходами - на все рассматриваемые зоны одновременно.При небольших по величине горизонтальных силах в консолях
увеличиваются при растягивающих силах и уменьшаются при сжимающих
силах нормальные напряжения, а также изменяются касательные напряжения
тху су. Угол главных растягивающих напряжений уменьшается, величина их
возрастает при действии растягивающих горизонтальных сил, и, наоборот,
при действии сжимающих сил угол наклона главных растягивающих
напряжений увеличивается, величина напряжений при этом уменьшается (см.
рис.4.4,а; 4.5,6; 4.6,6; рис.4.7,б,в).Влияние больших значений горизонтальных сил на близлежащую зону
качественно не отличается от влияния небольших по величине
горизонтальных сил, при этом лишь увеличиваются соответствующие
величины и углы наклона главных напряжений. Необходимо отметить
следующие особенности влияния горизонтальных сил на среднюю зону. При114
увеличении растягивающих горизонтальных сил в средней части элемента
угол наклона уменьшается, величина главных сжимающих напряжений
возрастает. В зоне, близкой к опоре, в консолях колонн и в зоне,
расположенной у верхней грани ригеля двухветвевых колонн, изменение
угла наклона главных сжимающих напряжений становится незначительным.
То же можно сказать при сжимающих горизонтальных силах с той разницей,
что угол наклона сжимающих напряжений увеличивается.В перемычках угол наклона главных сжимающих напряжений
изменяется только в зоне действия сил, в средней и нижней зонах угол
наклона не изменяется. При этом увеличивается величина главных
сжимающих напряжений со стороны действия горизонтальной
растягивающей силы и уменьшается с противоположной стороны.Анализ напряженно-деформированного состояния
коротких элементов, полученного численным методомПри определении напряженно-деформированного состояния методом
конечных элементов в качестве исследуемых конструкций были приняты
короткие консоли колонн, опорные консоли ригелей, перемычки и
подкрановые ригели двухветвевых колонн.При разработке расчетных схем указанных элементов в основу
исследований были положены наиболее важные факторы - схемы
нагружений, соответствующие реальным условиям эксплуатации
конструкций.Выше рассматривался характер распределения нормальных и
касательных напряжений, а также характер распределения главных
напряжений для каждого исследуемого вида коротких элементов. На данном
этапе целесообразно отметить основные закономерности и особенности
напряженного состояния коротких элементов.Нормальные напряжения сгх. Участок, в пределах которого значения
нормальных напряжений являются наибольшими, располагается между
центрами приложения сил нагружения и опорной силой. Как правило, эпюры
нормальных напряжений являются двузначными. Максимальные
сжимающие и растягивающие напряжения располагаются у верхней и
нижней граней элемента. Исключение составляют консоли колонн, в которых
согласно расчетной схеме растягивающие напряжения размещаются вдоль
верхней грани консоли, сжимающие - в нижней части, вдоль наклонной
грани.Для расположения нулевых значений ах в пределах рассматриваемых
участков характерно отсутствие закономерности. Особенность
распределения нормальных напряжений при увеличении высоты коротких
элементов заключается в том, что в коротких элементах, имеющих большую
высоту, в частности в перемычках, напряжения ах при их изменении от нуля
до максимальных значений неоднократно то увеличиваются, то
уменьшаются, т.е. очертание эпюр ах имеет ломаный характер. Кроме того, в115
перемычках наблюдается другая особенность: максимальные сжимающие
напряжения размещаются в пределах зоны передачи нагрузки.Для подкрановых ригелей характерной особенностью является близкое к
равномерному распределение сжимающих нормальных напряжений у
верхней грани ригеля при нагружении ствола колонны и приложении
крановой нагрузки.Нормальные напряжения в диафрагмах жесткости, в отличие от
рассмотренных выше видов коротких элементов, имеют однозначные
сжимающие напряжения. Эпюры распределения неравномерны.
Максимальные значения соответствуют зоне приложения максимальной
вертикальной нагрузки.Приложение горизонтальных сил почти пропорционально изменяет
величины нормальных напряжений соответственно направлению действия
горизонтальных сил.Напряжения <ту. В распределении напряжений ау, которые принято
называть местными напряжениями, установлена четкая закономерность. Во
всех рассчитываемых элементах зона максимальных напряжений ау, которая
находится в пределах зон приложения сил, занимает значительную часть
общей поверхности элементов. Эта зона увеличивается с изменением схемы
нагружения, при которой увеличивается поверхность передачи нагрузки.
Такое положение существенно сказывается на напряженном состоянии
каждого элемента. Это наглядно видно в коротких консолях колонн, в
перемычках и подкрановых ригелях, в которых напряжения ау в средней
части элемента составляют от 40 до 80% от их максимальных значений, в
отличие от нулевых Значений в обычных балках, в соответствии с принципом
Сен-Венана.Таким образом, сближение зон местных напряжений из-за малых
габаритных размеров коротких элементов оказывает значительное влияние
на напряженное состояние элемента в целом. Это является особенностью
коротких элементов, в которых напряжение ау играет одну из основных
ролей в напряженно-деформированном состоянии.Касательные напряжения тху. Участок, в пределах которого
распределяются наиболее значительные по величине касательные
напряжения, в рассматриваемых коротких элементах располагается между
силой нагружения и опорной силой. Характерная особенность распределения
касательных напряжений заключается в том, что очертание эпюр тху не
является параболическим, оно носит ломаный характер. При этом
максимальные значения касательных напряжений не соответствуют нулевым
значениям соответствующих нормальных напряжений. Другой характерной
особенностью является малая величина касательных напряжений,
составляющая 40-50% от максимальных растягивающих нормальных
напряжений и 20-30% от средних значений напряжений ау, соответствующих
средним по высоте участкам коротких элементов. Перечисленные
закономерности в распределении касательных напряжений составляют116
особенность коротких элементов в отличие от обычных изгибаемых
элементов. Можно предположить, что касательные напряжения не играют
самостоятельной определяющей роли в коротких элементах.Закономерности и особенности в распределении главных напряжений
рассмотрим, обобщая характер распределения траекторий главных
напряжений и полей главных деформаций, соответствующих каждому виду
коротких элементов.Четко прослеживается, что траектории главных сжимающих
напряжений и соответственно векторы главных деформаций укорочения или
главных сжимающих напряжений концентрируются в наклонную полосу,
ширина и угол наклона которой определяются размерами поверхностей, к
которым прикладываются силы, а также габаритными размерами и схемами
нагружений коротких элементов. Наибольшая концентрация отмечается у
поверхности приложения сил.Траектории главных растягивающих напряжений и соответственно
векторов главных деформаций удлинения концентрируются в пределах
горизонтальной полосы, расположенной вдоль соответствующей грани
элемента.Участки, находящиеся между наиболее напряженными полосами, имеют
незначительные напряжения.На основе рассмотренного напряженно-деформированного состояния
можно считать, что главные напряжения играют определяющую роль в
сопротивлении коротких элементов.Напряженное состояние коротких элементов
на основе теории плоских одноосных напряженных состоянийРезультаты проведенных исследований позволяют судить о том, что
прочность коротких элементов определяется прочностью растянутого
арматурного пояса и прочностью сжатой условно выделенной полосы бетона.
Прочность растянутого пояса, очевидно, определяется арматурой. Прочность
сжатой полосы, можно полагать, определяется размерами условно
выделенной полосы, а также углом ее наклона. И тот и другой параметры на
данном этапе четко установить невозможно.Возникает необходимость обосновать выделение наклонной полосы и,
что наиболее важно, определить ее границы на основе теоретических данных.
Поскольку условная полоса представляет собой поток, в пределах которого
концентрируются максимальные главные сжимающие напряжения (при этом
вторые главные напряжения имеют малые значения, которые с некоторой
погрешностью можно принять равными нулю) - в таком случае будем иметь
плоское одноосное напряженное состояние.Основываясь на работах Г.А. Гениева в области теории плоского
одноосного напряженного состояния, определим границы наклонной полосы
и поле траекторий главных сжимающих напряжений.117
Решение общей задачи о плоских одноосных
напряженных состояниях на основе теории Г. А. ГениеваСначала изложим суть вопроса, а затем рассмотрим решение задачи о
плоских одноосных напряженных состояниях для приближенной оценки
напряженного состояния сплошной среды.Суть вопроса заключается в том, что введение дополнительного условия
в дифференциальные уравнения равновесия плоской задачи позволяет
получить замкнутую систему трех уравнений, для которой разрешающей
системой является система дифференциальных уравнений параболического
типа, которая намного проще системы уравнений эллиптического типа
теории упругости и обладает более простыми свойствами. В качестве
дополнительного принимается условие равенства нулю одного из главных
растягивающих напряжений, что приводит к одноосному напряженному
состоянию, реализующемуся в направлении траекторий главных сжимающих
напряжений.На основании дифференциальной зависимости между функциями ах и ау
на характеристических линиях определяется поле направлений траекторий
главных сжимающих напряжений.Рассмотрим решение задачи.I?	\2СУ у + G I <7Х - О 1Принимается сг2 = ^—- - J —-—- +тху =0;затем находится соотношение = ^Jo-x<jy	(4.1)которое вместе с дифференциальными уравнениями равновесия плоской
задачи«£1 + !V=0,^ + ^.O	(4.2)дх ду дх дудля краткости записанных без объемных сил, составляет замкнутую
систему трех уравнений с тремя неизвестными функциями ах, ау, тху.Для исключения частных производных в системе уравнений (4.2)
дифференцируется соотношение (4.1) по х и по у.дт*у _ 1 F7 ^+i [К ——дх 2 \<ух дх 2 усту дхдту 1 К	(43)ду 2 у ах ду 2усгу дуПолученные значения подставляются в уравнение равновесия, и
определяется разрешающая система двух квазилинейных дифференциальных
уравнений с двумя неизвестными ах и ау, которая записывается в виде
дсг1 _ I	дстх доау + Чах°у + ^ = °>у ду у у дх	ду118
(4-4>Из уравнений (4.4) исключаются частные производные стх и ау по х,
согласно методу С.А. Христиановича, на основе очевидных соотношенийdax=^-dx + ^-dy	(4.5)дх дуда davda= —dx+—^dy	(4.6)дх	дуИз уравнений (4.5) и (4.6) определяются частные производные ах и сту по
х и подставляются в систему уравнений (4.4). Затем приравнивается нулю
определитель вновь полученной системы уравнений и находится
характеристическое уравнение вида<4-7>\ах) \сгхах ах
откуда> -JiTf.o	(4.8)^dx \охуЭто является доказательством того, что разрешающая система
дифференциальных уравнений (4.4) является системой параболического
типа, т.к. уравнение (4.8) представляет собой одно действительное семейство
характеристических линий или поле направлений характеристик.Уравнение (4.8) с учетом соотношения (4.1) преобразовывается в
следующий видdy ст	crv—	= = =	(4.9)dx V О х TvИз уравнения (4.8) выражается{4щЗависимость (4.10) подставляется во второе уравнение системы (4.4)дах „ dyda да
av—- + 2 <т,——— + ах—- = 0	(4.11)у дх х dx ду х дхСоотношение (4.11) умножается на	и получается уравнение видаdaJL = _da^dx^_daLdy^ау дх ах ду ауСоответственно вышерассмотренному первое уравнение системы (4.4)
dyумножается на —, получается уравнение119
dy dcr I	да dy да dy	..—	crv—г- + 2л/ст,сг„—+ <r„—(4.13)
ay y dy ^ x y dx a y x dy a yИспользование соотношения (4.15) и разделение полученного уравнения
на <тх позволяет получить зависимостьdaJL=daJLdx__2 IK-^L^JL	(4 14)а х дх а х у а у ах дх а у ду
на основе которой, используя соотношение (4.10), получают уравнениеd^=dx_daJL_dy^dnJLах сх дх су дуСопоставление уравнений (4.12) и (4.15) с полным основанием
позволяет получить равенство
do^ = —у-	(4.16)<*х °уЭто означает, что функции ах и ау на характеристических линиях имеют
дифференциальную зависимость (4.16).Введение функции угла наклона а=а (х,у) траекторий максимального
главного напряжения G\ к оси х на основании соотношения (4.1) позволяет
получитьtglcc =	V ",	(4.17)ах~ау ах~аут.е.tga = pt-	(4.18)Таким образом, можно сказать, что направления характеристических
линий в каждой точке сплошной среды совпадают с направлениями
траекторий главных сжимающих напряжений.Принято называть характеристические линии £ - линиями, а систему
ортогональных им линий rj - линиями. Интегрирование уравнения (4.16)
позволяет получить+ Дл) = 1т\Ъу + Дп). те—= fin)	(4.19)<*хЭто означает, что отношение напряжений ау и ах вдоль каждой
характеристики сохраняет постоянное значение. Учитывая это, на основании
уравнений (4.9) и (4.18) можно сделать вывод, что траектории ci, т.е. £ -
линии, являются прямыми линиями, угол наклона которых к оси х
изменяется от одной характеристики к другой. Траектории (72, т.е. г| - линии,
в общем случае криволинейны.120
Использование решения общей задачи
для оценки напряженного состояния коротких элементовИспользуем решение общей задачи плоского одноосного напряженного
состояния для определения поля направлений траекторий главных
сжимающих напряжений при действии вдоль грузовых и опорных площадок
нормальных и касательных напряжений, распределение и значение которых
принимаем по данным экспериментов. Общий характер распределения
напряжений для каждого вида коротких элементов показан на рис.4.17.121Рис. 4.17. Траектории главных
напряженийа - в консолях колонн; б - в опорных
консолях ригелей; в - в коротких балках;
г - в подкрановых ригелях колонн;
д - в перемычках колонн.
122Таким образом в такой постановке задачи неизвестными функциями
являются главные сжимающие напряжения G\ и угол их наклона а.На основании работы Г.А. Гениева «Некоторые вопросы статики
сплошной среды» система двух дифференциальных уравнений равновесия
без объемных сил может быть записана в видедет,	. до, ( /да .	доЛ .—Lcosor + sina—-— \<ji -оЛ —sinor-cosor— = О,
дх	ду V 1 2\дх	ду ,Кг	\	(4.20)да7 .	да9	/ да	да ) Л—-sma-cosa—--(а. - о? 1 —cosa + sina— = 0
дх	ду	\дх	дуУчитывая, что 02=0, из второго уравнения системы уравнений (4.20)
можно получитьда	да Л—	cosa + sma — = 0
дх дуТем самым получен полный дифференциал функции а на линиях
dy—	= tga, т.е. на £ - линиях. При этом на последних линиях
dxda = 0, а = const.Таким образом, направление £ - линий с учетом имеющихся условий иуравнения (4.9) будет определяться по зависимостио	Ах, 0) аЛхь)
tga = у ’.'. = -У±Л	(4.21)тху(х, 0) г„(*0)Принимаем х0 ^ /sup, где lsup - длина грузовой или опорной площадки.Уравнение траекторий (£ - линии) записывается в системе координат в
виде утху(х0) -(х-х0)ау(х0) = 0Теперь рассмотрим решение задачи относительно функции. Принимая
ст2=0 в первом уравнении системы уравнений (4.20), на основе известных
соотношений (4.22) это уравнение можно привести к ортогональной системе
координат г|.дх	ду—	= Я, cosa; — = Я, sin а,
д£ 1	Н 1—	= -H2sina; — = H2cosa,	(4.22)
дт] drjгде Hi, Н2 - коэффициенты Ламе, определяемые по формуламч§н§),; "-SirНа основании соотношений (4.22) и (4.20) можно получить уравнение
дсгл Я, да .	- + G, —1		= 0д% 1 Я2 дт]затем с учетом зависимостей (4.22) получить систему уравнений
<to=	L^l ^L = J_^2 _3ffL+ffL9WI=o f4234d£ Я2 дц ’ d?7 Я[ 3£ д£ Ht д£Интегрируя систему уравнений (4.23), предварительно разделив
переменные, можно получить, что на £, - линияхH2<rl=F(tt),H2=H2&ij)	(4.24)Таким образом, направления £ - линий, найденных по условию (4.21),
определяют направления ортогональных к ним г| - линий, а также значения
коэффициента Ламе Н2 и искомых главных напряжений <Ji по зависимости
(4.24).На основе уравнения (4.9) с использование граничных условий
0у(хо) = VyVsup) и тху(.хо)= rxry(^sup)» полученных в опытах, было построено
поле траекторий главных сжимающих напряжений под грузовой и опорной
площадками (см.рис.4.17).Пересечение граничных траекторий выделяет область максимальных
значений главных сжимающих напряжений, ранее называемой наклонной
полосой.Таким образом, теория плоского одноосного напряженного состояния,
разработанная Г.А. Гениевым для сплошных сред и примененная для
определения напряженного состояния коротких элементов в сочетании с
граничными условиями, выявленными при испытаниях, соответствует
действительной работе элементов.Рис. 4.18. Примеры определения траекторий главных напряжений в
перемычках над проходами при изменении высоты и размеров грузовой
площадки123
Характерно, что определение границ наклонной сжатой полосы таким
путем четко устанавливает участки, где наблюдается более интенсивная
концентрация главных сжимающих напряжений, т.е. участки под опорными
и грузовыми площадками, а также участки, где наблюдается наибольшее
рассеивание траекторий.При использовании теории плоских одноосных напряженных состояний
в практике проектирования встает вопрос определения граничных условий в
каждом конкретном случае, т.е. определения функций (/sup) и г^(/8и ).В настоящей работе для решения указанного вопроса были
использованы результаты исследований коротких элементов и построены
поля траекторий главных сжимающих напряжений на основе уравнения (4.9).Результаты расчета и построений показаны на рис.4.18 и 4.19 с
указанием значений напряжений на границах опорных и грузовых площадок.Рис. 4.19. Примеры определения траекторий главных напряжений в
подкрановых ригелях при изменении схемы нагруженийВ заключение следует сказать, что применение приближенной оценки
напряженного состояния на основе теории плоских одноосных напряженных
состояний не только обосновывает, но и позволяет определить границы
потока максимальных главных сжимающих напряжений, определяющего
прочность элемента, и тем самым обеспечивает решение проблемы коротких
элементов.124
V. РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ РАСЧЕТА
ПРОЧНОСТИ КОРОТКИХ ЭЛЕМЕНТОВПри разработке методов расчета прочности коротких элементов
программой исследований предусматривалось два направления.Напомним, что первое направление заключалось в использовании
результатов исследований на соответствующем этапе для составления новой
главы СНиП Н-21-75. Для этого на основе традиционного эмпирического
подхода была построена расчетная зависимость для определения прочности
коротких консолей колонн с последующим многочисленным
экспериментальным обоснованием и распространением на различные виды
коротких элементов.Второе, более глубокое и основное, направление заключалось в
создании единого метода расчета коротких элементов на основе физически
обоснованной расчетной модели, учитывающей изменение различных
факторов и видов нагружений.Рассмотрим разработанные методы расчета поочередно для каждого
направления.Эмпирический подход к оценке прочности
коротких элементов при действии поперечных силОсновные факторы, определяющие
прочность коротких консолей колоннНа основе сопротивления коротких консолей колонн, закономерности
которого установлены в результате анализа многочисленных
экспериментальных данных, можно судить об основных факторах,
определяющих прочность консолей колонн при действии поперечных сил.Очевидно, к ним следует отнести факторы, при изменении которых
происходит пропорциональное изменение прочности консолей колонн.
Установлено, что увеличение прочности консолей происходит
пропорционально росту прочности бетона. При этом следует отметить, что
при повышении прочности бетона от 45 до 65 МПа рост прочности консоли
замедляется по сравнению с ростом прочности бетона.Установлено также, что прочность консолей повышается
пропорционально увеличению размеров опорного поперечного сечения.Кроме того, результаты эксперимента показывают, что прочность
консолей возрастает почти пропорционально уменьшению соотношения
расстояния от центра приложения силы до опорного сечения и высоты
консоли - a/ho. В то же время опыты показали, что пропорциональность
нарушается при малых значениях a/ho<0,25. В этом случае прочность
консолей увеличивается гораздо медленнее, чем уменьшается соотношение
a/ho.По ограниченному числу экспериментальных данных, полученных
другими авторами, было установлено, что поперечная арматура повышает125
прочность коротких консолей. При этом степень и характер влияния зависят
от целого ряда малоизученных факторов.Наиболее значительное повышение прочности происходит при
армировании наклонными или горизонтальными хомутами, равномерно
расположенными по высоте консоли. И наоборот, наименьшее влияние на
прочность оказывают отогнутые стержни, расположенные в одном уровне по
высоте консоли.Опытным путем было установлено некоторое повышение прочности
консолей при действии поперечных сил в результате увеличения количества
продольной арматуры. Однако природу и закономерность влияния этого
фактора на данном этапе исследований установить трудно.Следует обратить внимание на влияние угла наклона свободной грани
консоли, поскольку ранее в нормах этот фактор входил в расчетную
зависимость. Как показали опыты, угол наклона свободной грани к
горизонтали, изменяющийся в пределах от 0 до 60°, не снижал прочности
консоли.Таким образом, основными и достаточно изученными факторами,
определяющими прочность коротких консолей колонн, являются прочность
бетона, размеры опорного поперечного сечения консоли, а также
соотношение a/ho.Расчетные зависимости
для определения прочности коротких консолей колоннРасчетные зависимости для определения прочности коротких консолей
разрабатывались для включения в главу СНиП Н-21-75. Их построение
осуществлялось на основе эмпирического подхода, поэтому необходимо
предварительно определить требования, которым должны удовлетворять эти
зависимости.Очевидно, расчетные зависимости должны: обеспечивать достаточный
уровень безопасности; иметь простой вид, удобный при использовании в
практике проектирования; учитывать все основные факторы, определяющие
прочность консолей колонн; осуществлять единый подход при расчете
длинных и коротких элементов, а также обеспечивать возможность
определения оптимальных конструктивных решений консолей.С этих позиций целесообразно за основу при разработке эмпирических
зависимостей принять условие образования критической наклонной трещины
в обычных балках, ранее используемое в нормах и равное Q=Rbtbho.
Обосновать целесообразность этого можно следующим образом.Момент образования наклонных трещин в бетоне консолей колонн
соответствует нагрузке, составляющей примерно 0,85 от разрушающей. Это
говорит о том, что образование наклонных трещин происходит незадолго до
разрушения.126
Образование наклонных трещин и разрушение происходит на участке
консоли, расположенном между грузом и опорой, что соответствует длине
проекции наклонной критической трещины, равной расстоянию а.За основное условие принято условие образования трещин с
характеристикой прочности бетона при растяжении. В этом случае
соблюдается пропорциональность роста разрушающей силы и прочности
бетона, а также поднимается предел безопасности, т.к. увеличение прочности
консоли происходит медленнее роста прочности бетона при сжатии для
высоких классов бетона и примерно пропорционально росту прочности
бетона при растяжении.Кроме того, соблюдается пропорциональность роста прочности консоли
и размеров опорного поперечного сечения, что соответствует опытам.Перечисленные моменты обосновывают принятое решение. На основе
сказанного в качестве расчетной зависимости при определении прочности
консоли можно принять условие(5.1)аВеличины, входящие в расчетную зависимость, показаны на рис.5.1.Рис.5.1. Схема для расчета коротких
консолей колоннТак как при малых значениях соотношения a/ho пропорциональность
роста разрушающей силы нарушается, необходимо этот факт учитывать при
расчете. Для этого, не усложняя расчетную зависимость, введем ограничение
Q—Qmax в виде максимальной разрушающей силы, определяемой по условию
Smax = <РЛМо	(5.2)Коэффициенты ф и (pi определялись на основе экспериментальных
данных и были соответственно приняты равными ср=1,2 и (pi=2,5. Значения
коэффициентов принимались таким образом, чтобы расчетные зависимости(5.1)	и (5.2) соответствовали нижней границе опытных данных и
обеспечивали необходимую безопасность.Весьма сложным является вопрос учета влияния поперечной арматуры.
В методике расчета поперечной арматуры, принятой СНиП для длинных127
элементов, прочность наклонного сечения обеспечивается прочностью
бетона, расположенного над вершиной трещины, а также прочностью
поперечной арматуры, пересекаемой расчетной трещиной. Однако
напряженное состояние коротких консолей колонн в значительной степени
отличается от напряженного состояния наклонной трещины обычных балок.Более того, проведенный анализ работы поперечной арматуры и
изучение видов разрушения коротких консолей показали, что подход к
оценке поперечной арматуры, принятый для обычных балок, не обеспечивает
достаточной надежности и приводит к противоречиям.Приведем пример. При оценке работы отдельно стоящей отогнутой
арматуры в консолях по методике расчета наклонных сечений длинных балок
имеет место существенное увеличение прочности. На самом деле прочность
консоли, как показывают опыты, увеличивается незначительно. И наоборот,
по методике расчета длинных балок горизонтальные хомуты не влияют на
прочность консолей, в то же время опыты показывают значительное
увеличение прочности консолей в результате применения горизонтальных
хомутов.Что касается эмпирического подхода к учету поперечной арматуры, то
это трудноразрешимая задача из-за большого разнообразия видов
поперечной арматуры и степени ее участия в работе коротких консолей
колонн, а также из-за недостаточной изученности этого вопроса на данном
этапе.Таким образом, в рамках предлагаемого подхода к оценке прочности
консолей целесообразно работу поперечной арматуры не учитывать. Однако
постановка ее необходима и может осуществляться по конструктивным
требованиям. При этом будет повышаться уровень безопасности таких
ответственных элементов, как консоль, поддерживающая основные несущие
конструкции зданий и сооружений.Влияние продольной арматуры на прочность консоли можно было бы
учесть путем введения специального коэффициента. Однако проведение
аналогии с длинными балками показывает, что продольная арматура при
расчете наклонной трещины таких балок не учитывается, хотя степень ее
влияния сказывается в большей мере, чем в коротких элементах.Осуществляя единый подход при оценке прочности коротких и длинных
элементов, целесообразно влияние продольной арматуры также не
учитывать, повышая при этом запас прочности.Таким образом, расчет коротких консолей колонн следует производить
по зависимостям (5.1) и (5.2) по опорному сечению, а не по сечению,
проходящему через внутреннюю грань грузовой площадки, как это было
принято ранее в нормах. Кроме того, не следует учитывать изменение угла
наклона свободной грани, поскольку опыты показали, что прочность консоли
не снижается при наличии наклонной грани. Это также является отличием от
ранее применяемого в нормах расчета консолей колонн.В заключение следует отметить, что предлагаемые эмпирические
зависимости для расчета прочности коротких консолей колонн128
соответствуют требованиям норм проектирования, принятых за основу при
разработке расчетных зависимостей.Распространение эмпирических расчетных
зависимостей на различные виды коротких элементовМетод расчета прочности коротких консолей колонн по эмпирическим
зависимостям может быть распространен на различные виды коротких
элементов, схемы которых показаны на рис. 5.2. Обстоятельством,
обеспечивающем эту возможность, является одинаковый характер
напряженно-деформированного состояния и одинаковые закономерности в
сопротивлении коротких элементов.5 - 81 Кб129Рис.5.2. Схемы для расчета коротких элементова - короткие балки; б - приопорные участки обычных балок; в - опорные консоли
ригелей с подрезками; г - ростверки.Предлагаемая зависимость (5.1) по своей сути соответствует расчету
прочности наклонных сечений обычных балок без поперечной арматуры
(рис.5.2, б). В общем случае для различных видов коротких элементов
расстояние от центра приложения силы до опорного сечения консоли а
соответствует длине проекции наклонной трещины с, поэтому расчетная
зависимость в общем случае будет иметь видQ =	? но не более <ptRbtbh0	(5.3)с
При нагружении элемента равномерно распределенной нагрузкой по
аналогии с обычными балками условие прочности при действии поперечных
сил записывается в следующем виде:Q = Qb~4c = <pRb,bh^ , но не более <PiRblbh0	(5.4)СВеличины, входящие в условие (5.4), показаны на рис.5.2,г. Величины
коэффициентов ср и cpi для коротких балок соответствуют величинам
коэффициентов ф и cpi для консолей колонн, а именно: (р=1,2 и cpi=2,5.Сравнение результатов расчета и опытных данныхДля оценки предлагаемого метода расчета произведено сравнение
результатов расчета по эмпирическим зависимостям (5.1) и (5.2) и
результатов испытаний коротких консолей колонн. График сопоставления
показан на рис.5.3 и 5.4.Рис.5.3. Сравнение опытной и расчетной прочности коротких консолей1 - по расчетным зависимостям (5.1) и (5.2); 2 - по расчетной зависимости (5.5);
'*,+Дх - по опытным данным.Чтобы обеспечить возможность сопоставления предлагаемых
зависимостей, приведем зависимость для расчета коротких консолей, ранее
принятую в нормах:МQ < <pRblbh,x + —tgy,	(5.5)в которой величины b, hox, Z и М представляют собой ширину, высоту, плечо
внутренней пары сил и изгибающий момент в сечении, проходящем по
внутренней грани грузовой площадки. Наклон сжатой грани характеризуется
углом у, коэффициент ср принимался равным 2,2.130
Рис.5.4. Сопоставление опытных данных с результатами расчета
коротких консолей колонн1 - по расчетным зависимостям (5.1), (5.2); *, о, +, х, 0 ■ по опытным данным.Рассмотрим результаты сравнений опытных и расчетных значений
прочности коротких консолей колонн. На основе графиков сопоставлений,
показанных на рис.5.3, можно сказать, что предлагаемая зависимость (5.1)
удовлетворительно отражает общую закономерность изменения прочности
консоли при уменьшении a/ho.Имеет место значительный разброс опытных данных, который можно
объяснить наличием поперечной арматуры, не учитываемой в расчетах,
отсутствием учета влияния продольной арматуры на прочность консолей при
действии поперечных сил, наличием в расчетной зависимости прочностной
характеристики бетона при растяжении, которая в меньшей степени отражает
рост прочности консоли по сравнению с прочностью бетона при сжатии, а
также рядом других неучтенных причин. Кроме того, коэффициенты ср и (pi
приняты такими, чтобы обеспечивать высокий уровень безопасности. В
результате среднее значение отклонений опытных и расчетных данных
гораздо выше единицы. Отклонение q^/q0®10 в среднем составляет 1,47.Максимальное отклонение Q^/Q0310 в сторону переоценки прочности
составляет 0,84. При этом количество образцов, прочность которых оказалась
ниже расчетной, невелико и составляет 1,4% от общего количества
рассматриваемых образцов.Сопоставление опытных данных с результатами расчета коротких балок
(рис.5.5) говорит о том, что отклонение предлагаемой расчетной зависимости
(5.3) от опыта в среднем составляет 1,25, т.е. имеет место снижение разброса
опытных данных в силу однородности конструктивных решений испытанных
коротких балок.131
Рис.5.5. Сопоставление опытных данных и результатов расчета
коротких консолей колонн1	- по расчетной зависимости (5.5); о, +, А, х - по опытным данным.Таким образом, предлагаемый эмпирический подход к оценке прочности
коротких элементов обеспечивает высокий уровень безопасности.Эффективность нового метода расчета коротких элементовЧтобы определить эффективность нового метода расчета коротких
элементов, сопоставим его с расчетной зависимостью, ранее применяемой в
нормах проектирования. Графики сопоставления показаны на рис. 5.3 и 5.6.
На основе этих графиков можно отметить, что ранее применяемая расчетная
зависимость (5.5) не отражает влияние соотношения a/ho. В.результате при
небольшом значении a/ho<0,6 среднее отклонение q^/q0310 в сторону запаса
прочности составляет 2,1. В то же время при a/ho>0,6 среднее отклонение
опытной и расчетной прочности q^Vq"10 в сторону переоценки прочности
составляет 0,71. При этом количество образцов, прочность которых оказалась
ниже расчетной, составляет примерно 25% от общего количества
испытанных образцов. То есть расчетная зависимость (5.5) дает ненадежные
результаты при больших значениях a/ho.132
133Рис.5.6. Сопоставление опытных данных и результатов расчета
коротких балок1 - по расчетной зависимости (5.3); о - по опытным данным.Эффективность нового метода расчета имеет диаметрально
противоположные показатели при малых и больших величинах соотношения
a/ho. При больших величинах a/ho<0,5 предлагаемая эмпирическая
зависимость повышает расчетную прочность консолей примерно на 50% по
сравнению с зависимостью (5.5). При больших величинах a/ho>0,6
предлагаемая зависимость снижает расчетную прочность консолей примерно
на 40%. При средних величинах соотношения a/ho=0,5-0,6 происходит
постепенный переход от повышения расчетной прочности к ее снижению
(см. рис.5.3).Таким образом, эффективность нового метода расчета характеризуется
сначала повышением расчетной прочности коротких элементов при
обеспечении надежного уровня безопасности при значениях a/h0<0,5, что в
конечном счете приводит к экономии материалов. Затем при увеличении
значений a/ho>0,5 происходит снижение расчетной прочности, тем самым
обеспечивается необходимый уровень безопасности. Этот факт также
является показателем эффективности рассматриваемого метода расчета.Целесообразно для оценки нового метода расчета произвести его
сравнение с методами, предложенными другими авторами и зарубежными
нормами. На рис.5.7 показан график сопоставлений указанных зависимостей.
Анализируя график, следует отметить, что предлагаемый метод хорошо
согласуется с рассматриваемыми зарубежными методами. Это говорит об
одинаковом техническом уровне применяемых методов расчета коротких
элементов в отечественных и зарубежных нормах проектирования.
Рис.5.7. Сопоставление результатов расчета, полученных1 - по предлагаемой зависимости; 2 - по нормам проектирования Англии; 3 - по
нормами проектирования США; 4 - по нормам проектирования Германии.Характеризуя в целом новый метод расчета, следует отметить, что он в
большей мере отражает физический характер работы коротких элементов,
учитывает влияние основных факторов, определяющих прочность элемента,
осуществляет единый подход к расчету наклонных сечений обычных и
коротких элементов при действии поперечных сил, при этом обеспечивает
высокий уровень безопасности.Практическое использование нового метода расчетаРазработанный на основе эмпирического подхода новый метод оценки
прочности коротких консолей колонн и других представителей коротких
элементов при действии поперечных сил был включен в новую главу СНиП
II-21-75. Тем самым в широкой практике проектирования были реализованы
преимущества предлагаемых расчетных зависимостей.За период действия СНиП Н-21-75 на основе разработанных расчетных
зависимостей заново проектировались короткие элементы, а также
производился пересмотр типовых решений этих элементов в масштабах
страны. При этом в одних случаях за счет повышения расчетной несущей
способности соответственно уменьшались размеры проектируемых
элементов и в конечном счете снижались расходы материалов и затраты на
изготовление. В других случаях расчетные зависимости устанавливали
необходимый предел безопасности, гарантия которого не обеспечивалась
ранее применяемой зависимостью, не имеющей достаточного
экспериментального обоснования.Кроме того, реализовывались возможности снижения расхода арматуры.
Эти возможности складывались за счет того, что новый метод расчета, не
учитывая влияние поперечной арматуры, обеспечивал прочность элементов.
Таким образом, создавались условия снижения запаса прочности за счет
уменьшения количества поперечной арматуры, без изменения необходимого
уровня безопасности.134
Следует также отметить, что простой вид расчетных зависимостей,
позволяющих осуществлять единый подход к расчету наклонных сечений
балок и коротких элементов, облегчал процесс проектирования и тем самым
способствовал повышению его качества.Сказанным объясняется целесообразность создания предлагаемого
метода расчета, позволяющего внедрить в процесс проектирования коротких
элементов соответствующие результаты исследований в рассматриваемый
период.Однако, несмотря на то, что разработанный метод расчета имеет
указанные преимущества, он остается в значительной степени
несовершенным. Прежде всего, потому, что этот метод основывается на
эмпирическом подходе к оценке прочности, не учитывает работу поперечной
арматуры, характер и виды нагружений, а также ряд других немаловажных
факторов, приводящих к значительному отклонению от опыта.Очевидной становится необходимость разработки нового метода расчета
коротких элементов.Разработка метода расчета
коротких элементов на основе расчетной моделиПредварительно собранный и приведенный в систему материал по
экспериментальным исследованиям коротких элементов позволил
использовать накопленный опыт для анализа, который дал два качественно
разных результата.На основе этого материала в качестве предварительного решения
проблемы был разработан эмпирический метод расчета коротких элементов.На основе и в развитие опыта была разработана и выполнена широкая
программа экспериментальных и теоретических исследований.В результате получена почти исчерпывающая информация о
напряженно-деформированном состоянии различного вида коротких
элементов при изменении различных факторов, схем нагружений, а также
видов нагружения. Следует отметить, что информация, полученная на основе
экспериментальных исследований, а также на основе теории плоского
одноосного напряженного состояния и на основе численного метода,
дополняя друг друга, создают основу для решения проблемы.Многие виды исследований проводились впервые. К ним относятся
экспериментальные исследования некоторых видов коротких элементов,
таких, как перемычки над проходами и подкрановые ригели двухветвевых
колонн, опорные консоли ригелей с подрезками и др. Впервые проводились
испытания коротких элементов при многократно повторном воздействии
нагрузки, а также при совместном действии вертикальных и горизонтальных
сил. Впервые проведены теоретические исследования коротких элементов на
основе теории плоского одноосного напряженного состояния и в135
большинстве случаев на основе численного метода. Предполагается
разработать единую по своему принципу для различных видов коротких
элементов расчетную модель, затем поочередно выполнить: исследование и
совершенствование модели при изменении различных факторов, а также при
изменении схем нагружений; разработку методики расчета поперечной
арматуры в коротких элементах; исследование возможности применения и
совершенствования расчетной модели при многократно повторном
нагружении элементов, а также при совместном действии вертикальной и
горизонтальной нагрузок - и в завершение создать новый метод расчета
прочности коротких элементов.Принцип построения расчетной моделиОбобщая многообразие конкретных изменений напряженно-
деформированного состояния, рассмотренных в гл.3 и 4, можно выявить ряд
объективных тенденций в сопротивлении коротких элементов.Анализируя характер образования трещин, виды разрушения, а также
напряженное состояние бетона и арматуры, можно с полным основанием
считать, что прочность коротких элементов определяется главными
сжимающими и растягивающими напряжениями. При этом на всех этапах
исследований прослеживается тенденция главных напряжений
концентрироваться в так называемые потоки, разделяющие поверхность
коротких элементов на характерные зоны.Взаимодействуя, концентрированные потоки образуют некоторую
систему, прочность которой определяет прочность элемента в целом. В таком
случае эта система является основой для определяемой расчетной модели.Для того чтобы выявить контуры расчетной модели, рассмотрим схемы
расположения потоков траекторий главных напряжений в основных
представителях коротких элементов (рис. 5.8).По схемам, полученным в результате обобщения данных
экспериментальных и теоретических исследований, можно видеть, что
сжимающие напряжения концентрируются в пределах наклонной полосы,
растягивающие - в пределах горизонтального пояса. Очертание потоков
может несколько видоизменяться в зависимости от конструктивной формы
коротких элементов. Таким образом, принцип построения расчетной модели
заключается в определении наклонных потоков сжимающих напряжений и
горизонтального потока растягивающих напряжений. Пересечение этих
потоков образует систему, которую условно назовем каркасно-стержневой
моделью коротких элементов.136
Рис.5.8. Схема расположения потоков траекторий главных напряжений I
- сжимающих; II - растягивающих напряженийа - в консолях колонн; б - в опорных консолях ригеля; в - в коротких балках; г - в
перемычках.Использование теории плоского одноосного
напряженного состояния для построения расчетной моделиТеория плоского одноосного напряженного состояния в применении к
коротким элементам позволяет установить границы и направление
наклонной полосы, в пределах которой концентрируются главные
сжимающие напряжения. Тем самым решается основной вопрос построения
расчетной модели. Подробно этот вопрос рассматривался в гл. 4, где на
основе экспериментальных данных для всех видов коротких элементов было
определено поле траекторий сжимающих напряжений. Знаменательно, что
направление траекторий сжимающих напряжений по теории плоского
одноосного напряженного состояния определяется величиной местных и
касательных напряжений. Это говорит о первостепенной роли местных ау
напряжений в коротких элементах и именно в той части, где располагаются
значительные по величине касательные тху напряжения, те. на участке,
расположенном между грузовой и опорной площадками.На данном этапе ставится задача обратить внимание на образование
границ и на распределение траекторий внутри образовавшегося потока.Пересечение граничных траекторий по длине грузовых площадок с
граничными траекториями по длине опорных площадок образует контур, в
пределах которого располагаются траектории максимальных главных137
сжимающих напряжений. На примере короткой балки - основного
представителя коротких элементов - показана схема образования наклонного
потока сжимающих напряжений (рис. 5 .9).На основе экспериментальных исследований, результаты которых
рассмотрены в третьем разделе, были установлены два основных вида
разрушений коротких элементов. Первый вид представляет собой
разрушение по наклонной сжатой полосе, расположенной между грузом и
опорой, второй вид - разрушение по растянутому поясу.В связи с этим для коротких элементов следует рассматривать два
расчетных случая - расчет прочности по наклонной полосе и расчет
прочности по растянутому поясу.Как показали проведенные исследования, характер работы и
напряженно-деформированное состояние являются одинаковыми для всех
видов коротких элементов, что позволяет разработать единую для всех
элементов расчетную модель.Однако в некоторых случаях вид разрушения имел свои характерные
особенности, связанные с конструктивными особенностями различных видовРис.5.9. Схема образования потока
траекторий главных напряжений£ - сжимающих; ц - растягивающих138
Построение расчетной модели произведем в следующем порядке.
Рассмотрим основные факторы, формирующие модель, затем на примере
короткой балки, как на самом характерном и основном виде коротких
элементов, произведем построение расчетной модели при нагружении
сосредоточенной силой. В последующем рассмотрим схему усилий,
действующих в коротких элементах, развитие предельного состояния и
основные расчетные зависимости (рис. 5.10).Рис.5.10. Расчетная модель и схема усилий в коротких элементах (на
примере короткой балки)Исследования показали, что прочность коротких элементов в
соответствии с видами разрушения определяется прочностью наклонной
сжатой полосы бетона и растянутого арматурного пояса. При этом основной
формой разрушения является разрушение по наклонной полосе, поэтому
главное внимание уделяется этому расчетному случаю.Согласно принципу построения расчетной модели,
предусматривающему определение сжатых полос, рассмотрим процесс их
образования.Основными факторами, определяющими расчетные наклонные полосы,
являются размеры грузовых и опорных площадок; основной угол наклона
траекторий главных сжимающих напряжений, концентрация которых
составляет суть рассматриваемых полос; ширина соответствующей
расчетной полосы, зависящая от положения граничных траекторий главных139
напряжений в каждом потоке, а также конструктивные формы различных
видов коротких элементов.Вдоль поверхностей грузовых и опорных площадок отмечается высокая
концентрация траекторий главных сжимающих напряжений. При этом
плотность траекторий в полной мере зависит от размеров площадок: чем
меньше размеры грузовых или опорных площадок, тем выше плотность
траекторий. Таким образом, опорные и грузовые площадки одновременно
формируют наклонную полосу и определяют ее ширину поверху и понизу. В
рассматриваемом случае наклонные сжатые полосы формируются между
симметричными половинами грузовой площадки и соответствующими
опорными площадками.Положение сформировавшегося потока траекторий главных сжимающих
напряжений зависит от размеров коротких элементов и взаимного
расположения грузовых и опорных площадок по длине элемента и
характеризуется углом его наклона к горизонтали.Сконцентрировавшиеся у площадок траектории главных напряжений,
как говорилось выше, с удалением от поверхности площадок рассеиваются.
Это означает, что угол наклона траекторий в пределах наклонной полосы
неодинаков. Встает вопрос о том, какой угол наклона считать основным,
определяющим.Учитывая неравномерную плотность траекторий внутри наклонной
полосы, заключающуюся в том, что в средней части полосы плотность
траекторий увеличивается, и угол наклона более плотного потока становится
почти одинаковыми целесообразно этот угол наклона считать основным. В
подтверждение рассмотрим фактор образования трещин. К моменту
разрушения, т.е. при развитии предельного состояния, образуются трещины,
которые названы граничными, они увеличивают плотность траекторий и
отсекают участки с менее плотным расположением траекторий.Многочисленные эксперименты показали, что угол наклона более
плотно сконцентрировавшегося потока главных сжимающих напряжений
приближается к углу наклона линии, соединяющей центры приложения
опорной силы и силы нагружения. В данном случае силой нагружения
является сила, передаваемая на соответствующую опору с половины
грузовой площадки (см. рис.5.10).Практически угол наклона расчетной полосы определяется следующим
образом. Центры опорных сил принимаются на уровне растянутой арматуры,
так что пересечение линий действия опорных сил с осью растянутого пояса
образует узловые точки расчетной модели (см. рис.5.10). Центры сил
нагружений, соответствующих опорным силам, принимаются на уровне
верхней грани элемента. В этом случае пересечение основных направлений
расчетных полос происходит на линии действия равнодействующей силы
нагружения. В результате образуется верхняя узловая точка расчетной
модели. Соединение узловых точек выделяет расчетную модель. Линия,
определяющая угол наклона, одновременно является осью расчетной полосы.140
Остановим внимание на определении ширины расчетной полосы. Этот
вопрос частично решен при рассмотрении предыдущих вопросов. Остается
отметить, что ширина сжатой полосы по ее длине неодинакова. В верхней
части она определяется размерами грузовой площадки, в нижней части -
размерами опорных площадок. В том и другом случае ширина расчетной
полосы определяется по перпендикуляру между внешней и внутренней
границами полосы, определяемыми соответствующими гранями грузовой и
опорной площадок. Таким образом, в общем случае расчетные полосы
приобретают трапециевидные очертания (см. рис.5.10).Завершает построение модели растянутый пояс. Линия, соединяющая
узловые точки в нижней части балки, является осью арматурного пояса и
совпадает с осью продольной арматуры.Таким образом, расчетная модель коротких элементов состоит из
наклонных сжатых полос, расположенных между опорными и грузовыми
площадками и соединенных в нижней части горизонтальным растянутым
арматурным поясом. Построенную на основе общего характера напряженно-
деформированного состояния, расчетную модель с полным основанием
можно считать единой для различного вида коротких элементов. Как
показывают опыты, конструктивные особенности различных коротких
элементов, а также различные схемы нагружений не изменяют
принципиальной основы построения расчетной модели. В этих случаях
расчетная модель приводится в соответствие с особенностью характера
работы представителей коротких элементов.Расчетную модель можно условно назвать каркасно-стержневой
моделью коротких элементов, позволяющей производить расчет короткого
элемента в целом.Рассмотрим усилия, действующие в каркасно-стержневой модели.
Усилия в сжатой наклонной полосе и в растянутом арматурном поясе
определяются из условия равновесия узлов каркасно-стержневой модели (см.
рис.5.10). Усилия в сжатой полосе определяются из условия £У=0 и
составляютт=Щ>	(5б)sin#илиТ = -0-	(5.7)sin#Усилия в растянутом поясе определяются из условия Lx=0 и составляютNs = -f-,	(5.8)tg6где F - внешняя сила нагружения;Q - опорная сила;0	- угол наклона к горизонтали оси сжатой полосы.Развитие предельного состояния в расчетной системе происходит в
следующей последовательности. Напомним, что в общем случае к моменту141
разрушения в бетоне сжатой полосы образуется серия наклонных трещин,
расположенных вдоль полосы. Траектории трещин являются прерывистыми,
что свидетельствует о раздавливании бетона. Величина главных сжимающих
напряжений возрастает. Предельным состоянием по наклонной полосе
является достижение главными сжимающими напряжениями предельных
значений фьИ-ь- В опытах отмечалось увеличение напряжений по сравнению с
пределом прочности бетона при сжатии. Очевидно, это можно объяснить
влиянием бетона, окружающего полосу, условностью модели, а также
сложным напряженным состоянием коротких элементов. Оценка такого
влияния рассматривается ниже. В данный момент отметим, что влияние
бетона, окружающего полосу, учитывается путем введения коэффициента фь.Распределение предельных сжимающих напряжений по ширине
расчетной полосы близко к равномерному.Предельное состояние по растянутому арматурному поясу развивается в
результате образования и раскрытия трещин в бетоне и увеличения
напряжений в продольной арматуре. К моменту разрушения величина
напряжения в арматуре достигает предела прочности при растяжении Rs, в
результате наступает предельное состояние растянутого арматурного пояса
(см. рис.5.10).На основе расчетной модели и предельного состояния по сжатой полосе
и по растянутому арматурному поясу получены расчетные условия
прочности:F = 2<ры<рьЯьЫь sin в	(5.9)F = 2<psRsAstg&,	(5.10)где фы и ф5 - коэффициенты, учитывающие отклонение опытных и
расчетных величин, значение которых приводится ниже, соответственно
каждому рассматриваемому виду коротких элементов.Угол наклона сжатой полосы определяется по формуле(5.П)а - 0,25/supШирина расчетной	полосы поверху и понизу находится в зависимостиот размеров грузовой	и опорной площадок и может определяться по
формуламЧ = 0>5/svup sin в	(5.12)ln=<pl CpSinfl	(5.13)Коэффициент cpi учитывает характер распределения напряжений вдоль
опорной площадки и рассматривается ниже.Особое внимание следует обратить на тот факт, что при уменьшении
размеров опорных или грузовых площадок по их поверхности в бетоне
может развиваться смятие с последующим изменением вида разрушения
элемента, которым может оказаться разрушение, принятое называть
расколом или разрушением в результате среза при небольших размерах
высоты элемента, либо другой вид разрушения.142
В этом случае необходимо ввести ограничение области действия
условия прочности по сжатой полосе. Для этого целесообразно
воспользоваться результатами исследований, проведенных при разработке
эмпирического подхода к расчету коротких элементов. А именно ввести
условие, ограничивающее область действия расчетной зависимости по
сжатой полосе. В данном случае оно будет иметь видFmm = 2,5Rb,bho	(5-14)Приведенное условие, полученное на основе анализа многочисленных
результатов экспериментальных исследований, является эмпирической
зависимостью, определяющей отличный от сжатой полосы вид разрушения
коротких элементов.Таким образом, при расчете прочности по сжатой полосе должно
соблюдаться неравенство(5-15)Обоснование расчетной модели на основе
экспериментальных данных и расчета численным методомПостроение расчетной модели коротких элементов производилось на
основе подробного анализа результатов экспериментальных и теоретических
исследований, рассмотренных в гл. 3 и 4. В данном подразделе целесообразно
сформулировать основные позиции, позволившие построить, а в данном
случае обосновать расчетную модель.Прежде всего, необходимо обосновать позиции, определяющие
наклонные сжатые полосы. Напомним, что за основной фактор,
формирующий и определяющий размеры и положение полос, были приняты
размеры грузовых и опорных площадок.Обосновывающим моментом является распределение главных
сжимающих напряжений (деформаций), определенных в опытах и при
расчете методом конечных элементов, по сечениям, расположенным в
поперечном направлении относительно линии, соединяющей центры
грузовой и опорной площадок (рис.5.11). Участки с максимальными
значениями главных напряжений (деформаций) хорошо согласуются с
размерами опорных и грузовых площадок. При малых размерах площадок
максимальные напряжения концентрируются соответственно на малых
участках. При больших размерах площадок увеличивается длина участка с
максимальными сжимающими напряжениями. При этом центр эпюры
максимальных напряжений располагается примерно на линии, соединяющей
центры грузовых приопорных площадок. Это свидетельствует об увеличении
угла наклона потока напряжений с увеличением размеров грузовых
площадок и хорошо согласуется с результатами опытов и расчетов методом
конечных элементов.143
Рис.5.11. Схема согласования расчетной схемы коротких элементов с
результатами исследованийа - при малых; б - при больших размерах опорной площадки; в -
сопоставление с границами потока, определенными на основе теории плоского
одноосного напряженного состояния.С увеличением расстояния между опорными и грузовыми площадками,
т.е. при увеличении длины элемента и соотношения a/ho, уменьшается угол
наклона сжатых полос. Этот факт, установленный в опытах и расчетах,
отражается в построении расчетной модели.Следует обратить внимание на тот факт, что ширина полос,
определенная на основе теории плоского одноосного напряженного
состояния, не может быть принята в расчетной модели как расчетная ширина.
Это связано с неравномерной плотностью траекторий главных напряжений
внутри таким образом определенных полос. Об этом говорилось при
построении расчетной модели. Дополнительным обоснованием этого факта
является эпюра распределения главных сжимающих напряжений, полученная
на основе опытных и расчетных данных. На рис.5.11,в показана эпюра
главных напряжений в сопоставлении с границами, принятыми в расчетной
модели, и с границами, определенными на основе теории плоских одноосных
напряженных состояний, а также в сопоставлении с траекториями граничных
трещин, установленных в опытах. Это сопоставление обосновывает
выделение внутри потока участка с более плотным расположением
траекторий главных напряжений. При этом участок эпюры с максимальными
напряжениями и расположение граничных трещин, выделяющих наклонную
полосу с внешней и внутренней стороны подтверждают правильность выбора
ширины расчетной полосы в зависимости от размеров опорной и грузовой
площадок.Установленный в опытах характер образования трещин и виды
разрушения коротких элементов в значительной мере обосновывают
принятую расчетную модель. Выше говорилось об образовании так
называемых граничных трещин, выделяющих наклонную полосу у
внутренней и внешней граней опорной и грузовой площадок, т.е. в зонах
резкого перепада в значениях главных сжимающих напряжений (рис.5.11).144
Другим характерным моментом является характер образования и
развития трещин. С одной стороны имеется в виду прерывистость
траекторий трещин, свидетельствующая о разрушении бетона в результате
сжатия. Тем самым обосновывается тот факт, что предельным состоянием
полосы принято считать состояние, когда главные сжимающие напряжения
достигают предела прочности бетона при сжатии. С другой стороны область
расположения наклонных трещин согласуется с выделенной в расчетной
схеме сжатой полосой.К моменту разрушения характерность перечисленных моментов
увеличивается. С увеличением размеров грузовых и опорных площадок
область бетона, в пределах которого образуются серии наклонных трещин,
также увеличивается, что соответствует росту ширины сжатых полос в
расчетной модели.Разрушение растянутого арматурного пояса характеризуется активным
ростом трещин и текучестью арматуры, что также соответствует расчетной
модели.Таким образом, виды разрушения практически выделяют контуры
принятой расчетной модели.На этом основании можно считать, что рассмотренные в данном разделе
позиции, выявленные экспериментальным и теоретическим путем, в
достаточной степени обосновывают построенную расчетную модель
коротких железобетонных элементов, представляющую собой каркасно¬
стержневую систему.Расчетная схема и условия прочностиСогласно рассмотренному выше порядку разработки единого метода
расчета коротких элементов в настоящем разделе расчетная модель
приводится в соответствие с каждым видом коротких элементов с точки
зрения учета их особенностей.Короткие консоли колоннПрименяя общий принцип построения расчетной модели к коротким
консолям колонн, следует отметить две характерные особенности,
требующие корректировки расчетной модели. К первой относится выбор
основного угла наклона расчетной полосы. Объясняется это тем, что
применение общего принципа определения угла наклона приводит к
противоречию, заключающемуся в том, что геометрические особенности
консолей колонн способствуют тому, что основное направление наклонной
полосы выходит за пределы консоли (рис.5.12).145
Рис.5.12. Схема проектирования угла
наклона сжатой полосы в коротких консолях
колоннВ связи с этим необходимо угол наклона сжатой полосы в коротких
консолях колонн принимать как угол наклона к горизонтали линии,
соединяющей внешнюю грань опорной площадки на уровне продольной
арматуры с вершиной нижнего угла примыкания консоли к колонне
(рис.5.13).Второй особенностью, имеющей косвенное отношение к первой,
является отсутствие фиксированной опорной площадки в нижней части
консоли. Анализ напряженно-деформированного состояния консолей колонн,
в частности распределение сжимающих напряжений в нижней части консоли,
показывает, что ширина наклонной сжатой полосы консоли может быть
принята одинаковой по длине полосы и определяться в зависимости от
размеров грузовой площадки. При этом неравномерность распределения
напряжений под грузовой площадкой, а также в нижней части консоли
можно учитывать понижающим коэффициентом, полученным на основании
экспериментальных данных.Рис. 5.13. Расчетная схема коротких
консолей колонн146
С учетом указанного корректирования, без изменения принципа
построения расчетной модели, расчетная схема коротких консолей колонн
принимает вид, показанный на рис.5.13. Добавим, что угол наклона
расчетной полосы, как показывают исследования, согласуется с естественной
границей, выделяющей поток сжимающих напряжений с внешней стороны.
При этом осью расчетной полосы будет являться линия, проходящая через
центр груза на уровне продольной арматуры параллельно принятому наклону
полосы.Предельным состоянием по сжатой зоне следует считать, так же как в
общем случае, состояние, когда величина главных сжимающих напряжений
достигает предела прочности при сжатии фьЯь, где коэффициент срь
оценивает влияние бетона, окружающего расчетную полосу.Предельным состоянием по растянутой зоне, так же как в общем случае,
является достижение растягивающими напряжениями в арматуре предельных
значений Rs.Таким образом, условиями прочности коротких консолей согласно
расчетной модели являются условияQ<<p,<pbRbblb sin(9	(5.16)Q<<psRsAstge	(5.17)При этом ширина расчетной полосы определяется по формулеh=(PsRsAMe	(518)Коэффициенты (pi и cps, учитывающие отклонение расчета от опыта,
были определены на основе сопоставления результатов опыта и расчета и
равны единице.Угол наклона сжатой полосы определяется по формулеtge =	(5.19)сс + 0,5/supКоэффициент (pi учитывает неравномерность в распределении
напряжений по ширине расчетной полосы и составляет по опытным данным
0,8.В целях обеспечения гарантированного на основе опытных данных
уровня безопасности при расчете по сжатой полосе была установлена
максимально допустимая расчетная сила, равнаяетах=3,5ЗД	(5.20)Таким образом, правая часть условия (5.16) не должна превышать
величины Qmax, т е. должно соблюдаться неравенство Q < Qmax. Нижний
предел, определяемый условием Q > 2,5Rpbh0 и принятый при рассмотренииобщего случая, также справедлив для консолей колонн.Опорные консоли ригелейОпорные консоли ригелей имеют характерные особенности, связанные с
их конструктивными решениями. В отличие от консолей колонн они не147
имеют «поддержки» с противоположной действию силы стороны, поэтому
появляются особенности в распределении траекторий напряжений,
формирующих расчетную модель (рис.5.14).Рис.5.14. Схема расположения потоков напряжений, образующих
расчетную системуа - в консолях колонн; б - в опорных консолях ригелей.Сформулировать отличительную особенность опорных консолей
ригелей в соотношении с принципом построения расчетной модели можно
как отсутствие фиксированной опорной площадки при распределении
сжимающих напряжений у верхней грани ригеля. В результате в отличие от
других элементов образуется поток растягивающих напряжений,
располагающийся за подрезкой (рис.5.14,6), т.е. в зоне расположения
концентрированной поперечной арматуры. Эта арматура, как правило,
принимается в виде сосредоточенных, в связи с наличием потока
растягивающих напряжений, вертикальных хомутов. Рассмотренное
расположение траекторий напряжений выделяет расчетную модель в
опорных консолях ригелей с подрезками и подсказывает путь ее построения.
Целесообразно, в порядке корректирования общей модели, за основное
направление расчетной полосы принять угол наклона линии, соединяющей
внешнюю грань опорной площадки на уровне продольной арматуры консоли
с центром тяжести сосредоточенных у подрезки вертикальных хомутов на
уровне продольной арматуры, проходящей вдоль верхней грани ригеля. Это
согласуется с построением расчетной модели в консолях колонн.Ширина расчетной полосы, как показывает анализ напряженно-
деформированного состояния, может быть принята одинаковой по длине
полосы в зависимости от размеров грузовой площадки. Расчетная схема
опорных консолей ригелей, построенная таким образом, основывается на
общем принципе построения расчетной модели и осуществляет единый
подход при корректировании схемы с консолями колонн (рис.5.15).148потоксжимающих-напряженийпотоксжимающихнапряженийпоток.сжимающихнапряженийпотокрастягивающихнапряженийпоток	Iрастягивающихнапряжений
Ось расчетной полосы проходит через центр опорной реакции на уровне
продольной арматуры консоли параллельно основному направлению полосы.Предельное состояние по сжатой полосе соответствует общему
принципу и заключается в достижении главными сжимающими
напряжениями предела прочности при сжатии cpbRb Так же как в
предыдущих случаях, коэффициент фь учитывает влияние окружающего
сжатую полосу бетона. Предельное состояние по растянутому поясу
наступает при достижении растягивающими напряжениями в арматуре
предела прочности Rs.На основе расчетной схемы записываются условия прочности по сжатой
полосе и растянутому поясу:Q<<p,<pbRbblbsme	(5.21)Q<<psRsAsctge	(5.22)Коэффициент (ps на основе опытных данных принимается равным
единице. Величина коэффициента cpi рассматривается ниже.Ширина расчетной полосы определяется по формуле
lb=<Pshup sin(9	(5.23)Коэффициент cpi учитывает характер распределения грузовой площадки.
Угол наклона сжатой полосы определяется по формулеtge=. Кс~а—	(5.24)^sup ’’z ^sw\x149
Рассмотрим расчетные схемы и зависимости для определения прочности
разновидностей коротких элементов.Ростверки свайных фундаментов. Экспериментальные исследования
показали, что напряженно-деформированное состояние фрагментов
ростверков аналогично напряженно-деформированному состоянию коротких
балок. Расчетный элемент, подобный короткой балке, образуется путем
вырезания условной полосы по длине ростверка шириной, равной
расстоянию между осями свай. При шахматном расположении свай в плане
расчетный элемент определяется путем условного его вырезания по
диагональным направлениям, имеющим пилообразный характер при
соединении центров тяжести соседних свай. Ширина расчетного элемента
принимается равной расстоянию между осями свай (рис.5.16).„ ъ\	б-Рис.5.16. Схема для определения ширины расчетной полосы в
ростверкаха - при рядовом расположении свай; б - при расположении свай в шахматном
порядке; в - фрагмент вида сваи в плане; г -фрагмент контура расчетной полосы.150
Рис.5.17. Расчетная
свайных фундаментовОдной из отличительных особенностей
ростверков является неодинаковая ширина расчетной полосы в направлении
ширины расчетного элемента. Поскольку нагружение рассматриваемого
ростверка является ленточным, т.е. передача нагрузки осуществляется при
опирании на ростверк несущих стен, ширина сжатой наклонной полосы
поверху равна ширине условно вырезанного элемента. Ширина наклонной
полосы понизу равна ширине сечения сваи. Таким образом, наклонная
полоса имеет трапециевидное очертание в направлении длины и ширины
расчетного элемента. Это означает, что расчет выделенной полосы следует
производить поверху и понизу с учетом отличных друг от друга размеров
полосы в двух направлениях. При этом условия прочности по сжатой полосе
и по растянутому поясу для ростверков будут иметь видQ < <Pi<pbRbblvb sin <9	(5.25)F < 2(p\<pbRbbslnb sin в	(5.26)F <2<psRsAstge	(5.27)Коэффициент cpi и cps, полученные из сопоставления результатов опыта и
расчета, рассматривается ниже. Ширина полос b и bs определяется
соответственно по ширине сечения сваи и ширине вырезанного элемента.Следует отметить другую особенность ростверков, которую необходимо
учитывать в расчете. Соединение свай и ростверка является монолитным. В
результате часть растягивающих сил в расчетной модели воспринимается
податливыми опорами-сваями. Этот факт учитывается коэффициентом cps.Жесткие узлы колонн и ригелей железобетонных каркасов зданий.
Целесообразно в порядке примера распространения расчетной модели
рассмотреть расчетные схемы условия прочности для жестких узлов колонн
и ригелей.В центральной зоне узла, где реализуется рассматриваемая расчетная
модель, действуют изгибающие моменты, продольные и поперечные силы в
колонне и ригеле. Построение расчетной схемы производилось из условия
равновесия усилий, приложенных в центральной зоне узла (рис.5.18).151
Рис.5.18. Расчетная схема
жестких узлов сопряжения
ригеля с колоннойДля рассматриваемого узла коэффициент (pi принимался равным
единице, коэффициент (р2, учитывающий характер нагружения, принимался
равным 0,8.Усилие в растянутом поясе определялось по формуле
N“=*SFS,	(5.30)где ст5 - величина напряжений в продольной арматуре, определяемая из
расчета нормального сечения.Входящие в формулы величины показаны на рис.5.18.Диафрагмы жесткости при совместном нагружении вертикальными и
горизонтальными силами. Используя принцип построения расчетной модели
для коротких элементов, произведем построение расчетной схемы сжатойВеличина равнодействующей усилий в сжатой полосе определялась по
формулеN = (мк + + М* ~ N"llk )-L—	(5.28)Z*	74 'sMУсловие прочности по наклонной полосе записывалось в видеN <<рх<ргЯьНу,Ь	(5.29)Наклон расчетной полосы определялся как угол наклона к горизонтали
оси полосы, проходящей через точки пересечения равнодействующих усилий
в граневых сечениях по верху и по низу жесткого узла.152
наклонной полосы при соотношении сил Н > 1,4F, при котором прочность
диафрагм определяется сжатой полосой (рис.5.19).Ось сжатой полосы находится путем соединения точек пересечения
равнодействующих вертикальных и горизонтальных сил по верху и по низу
диафрагмы. Угол наклона расчетной полосы находится из условиягеометрические величины, входящие в эти условия, показаны на
рис.5.19.Прочность диафрагм по сжатой полосе определяется по зависимости
H<<p{<pbRbblnb sinO,	(5.33)где cpi - коэффициент, принимаемый из сопоставления результатов
опыта и расчета и имеющий значение, близкое к единице;ф - коэффициент, учитывающий условие работы бетона сжатой полосы
(Ф=1,2).Рассмотренные расчетные схемы и условия прочности для конструкций,
которые были условно названы разновидностями коротких элементов,
показывают, что принцип построения расчетных схем коротких элементов
применим для этих конструкций. Тем самым показано, что область153
использования расчетной модели в виде условной каркасно-стержневой
системы является широкой.Учет влияния различных факторовВ настоящем разделе выполняется следующий этап работы по созданию
единого метода расчета коротких элементов - совершенствование
построенной расчетной модели на основе учета влияния различных
факторов, изучаемых экспериментальным и теоретическим путем.Изменение размеров грузовых площадокИсследование влияния размеров грузовых площадок необходимо с
целью экспериментального обоснования условий прочности по сжатой
полосе, выявления степени влияния этого фактора и внесения поправок,
повышающих точность расчета.Напомним, что результаты исследований этого фактора, приведенные в
гл.З, показали, что с увеличением размеров грузовых и опорных площадок
повышается прочность по сжатой полосе и растянутому арматурному поясу.
На это изменение расчетная схема реагирует следующим образом.Согласно принципу построения расчетной модели с увеличением
размеров грузовой площадки увеличиваются угол наклона сжатой полосы и
ее расчетная ширина (рис.5.20). В результате возрастает расчетная несущая
способность по наклонной полосе и растянутому поясу. Это хорошо
согласуется с опытными данными, когда с увеличением размеров грузовых и
опорных площадок „увеличивается угол наклона главных сжимающих
напряжений, расширяется область образования трещин и увеличивается их
наклон.Следует обратить внимание на особенности расчетной схемы коротких
консолей. В коротких балках при увеличении размеров грузовых площадок в
соответствующий момент расчетной будет ширина полосы, определяемой по
опорной площадке, размеры которой не изменялись, т.е. меньшая ширина
сжатой полосы. При этом за счет увеличения угла наклона полосы и в154Рис.5.20. Расчетная схема коротких
балок при изменении размеров грузовых
площадок
соответствии с ростом этого угла увеличивается указанная расчетная ширина
полосы. В коротких консолях ширина сжатой полосы одинакова по ее длине,
т.е. увеличение размеров грузовых площадок на всем протяжении вызывает
пропорциональное увеличение ширины полосы и ее несущей способности.
Однако, согласно расчетной схеме коротких консолей, с ростом размеров
грузовых площадок уменьшается угол наклона полосы.В результате противоположное изменение двух функций, входящих в
условие прочности, обеспечивает соответствующую опытам степень
увеличения несущей способности сжатой полосы при росте размеров
грузовой площадки (рис.5.21,6).Рис. 5.21. Сравнение опытной и расчетной несущей способности
коротких балок (а) и коротких консолей колонн (б)1 - расчетная несущая способность; 2 - по результатам опыта автора; А, о, *
по результатам опытов других авторов.Сопоставление опытной и расчетной прочности (рис5.21) говорит о том,
что принятые расчетные схемы и расчетные зависимости коротких элементов
отражают закономерность увеличения их прочности при увеличении
размеров грузовых и опорных площадок и не требуют уточнений.Оценка влияния бетона, окружающего расчетную полосуВ связи с условностью расчетной модели, заключающейся, в частности,
в выделении внутри массива элемента сжатых полос, возникает
необходимость рассмотреть влияние бетона, окружающего расчетную
полосу, на ее сопротивление.Очевидно, малонагруженный бетон, располагающийся вокруг сжатой
полосы, создает эффект обоймы, препятствуя развитию поперечных
деформаций в расчетной полосе.Обратим внимание на степень влияния этого фактора. Опыты
показывают, что повышение прочности сжатой полосы происходит в
большей мере при увеличении массива бетона, окружающего полосу, а также155
при снижении размеров опорных и грузовых площадок, способствующих
увеличению объема малонагруженного бетона. Оговоримся, что не
рассматриваются случаи, когда при уменьшении грузовых площадок может
изменяться вид разрушения. Доказательством указанного влияния массива
бетона служит снижение прочности сжатой полосы в коротких балках и
других видах коротких элементов при малых размерах соотношения a/ho
(рис.5.22).Рис.5.22. Схема изменения массива бетона, окружающего расчетную
полосуа - при больших размерах грузовой площадки и малых габаритных размерах
элемента; б - при малых размерах грузовой площадки и относительно больших
габаритных размерах элемента.Однако так называемый эффект обоймы снижается при образовании
трещин, которые выделяют расчетную полосу и наличие которых следует
полагать, т.к. при расчете прочности рассматривается предельное состояние
элемента. Кроме того, снижение степени влияния окружающего бетона
происходит в результате неравномерно располагающегося по длине полосы
объема бетона.В рамках рассматриваемой модели оценку влияния бетона,
окружающего расчетную полосу, целесообразно производить на основе
использования подхода, принятого в нормах при расчета смятия бетона, т е.
путем введения в расчетную прочность коэффициента фЬ с последующим
приведением его значения в соответствие с данными опытов.С учетом того, что размеры бетонного массива с внешней и внутренней
граней полосы имеют различные значения, коэффициент фь предполагается
подсчитывать как среднее значение по формулам:^=0,5« + р”),	(5.34)где фьУ и фьп - коэффициенты, учитывающие влияние массива бетона,
расположенного с внешней и внутренней граней полосы:156
Ir + 0,5/"К	^up	(i	0,5CP
„ I/"+0,5/"n'i 0,5Cp	(536)Геометрические величины, входящие в рассматриваемые зависимости,
показаны на рис.5.22.Изменение коэффициента <рь в зависимости от изменения массива бетона
и размеров опорной площадки показано на рис.5.23 и 5.24.Рис.5.23. Сопоставление значений коэффициента фь определенных1 - по СНиП; 2 - по зависимости (5.34); 3 - ерь = 1.Рис.5.24. Сопоставление коэффициента фь, определенного по
зависимости (5.34)1 - при lsup- 5 см; 2 - при lsup- 10 см; 3 - при lsup = 20 см.157
Сопоставление графиков показывает, что предлагаемая зависимость в
меньшей степени повышает прочность полосы, чем зависимость, принятая в
нормах. С уменьшением размеров грузовой площадки значение
коэффициента фЬ увеличивается и уменьшается при малых значениях a/ho.Предлагаемая зависимость (5.34) для определения коэффициента фь
приводит в соответствие опытные и расчетные величины (см.рис.5.22) и
отражает закономерность изменения прочности сжатой полосы в
зависимости от размеров массива бетона, окружающего расчетную полосу.На основании опытных и расчетных данных можно привести
количественную оценку влияния массива бетона для коротких консолей,
перемычек и подкрановых ригелей. В этих конструкциях значение
коэффициента фь приближается к единице.Схемы нагруженийИзменение схем нагружения является наиболее важным и закономерным
фактором при эксплуатации конструкций. Построение расчетных схем
целесообразно рассмотреть на примере подкрановых ригелей, напряженно-
деформированное состояние которых не имеет принципиальных отличий от
напряженно-деформированного состояния коротких балок.Рис.5.25. Расчетная схема коротких балок (на примере подкрановых
ригелей)а - при симметричном расположении сил; б - при несимметричном расположении
сил.При симметричном расположении крановой нагрузки и равномерном
нагружении ствола колонны (рис. 5.25) построение расчетной схемы
производится без нарушения общего принципа построения, характерного для
центрально-нагруженных балок. Особенностью является нахождение158
верхних ключевых точек, определяющих направление осей сжатых
наклонных полос. Верхние ключевые точки образуются на пересечении
равнодействующих внешних сил на уровне верхней грани балки
симметрично вертикально оси ригеля (рис.5.25,а). При этом ширина сжатой
полосы поверху условно может определяться по перпендикуляру между
внутренней и внешней гранями полосы. Внутренняя грань проходит
параллельно основному направлению через точку пересечения вертикальной
оси и верхней грани подкранового ригеля. Внешняя грань проходит
параллельно основному направлению на расстоянии, равном расстоянию
между осью и внутренней гранью (рис.5.25,а). Формула для определения
ширины расчетной полосы поверху будет иметь видГь = 2(0,5с +0,25Л*) sin 0	(5.37)Угол наклона оси полосы согласно расчетной схеме определяется по
условиюtgd =	^		(5.38)0,5/ - 0,25й* - 0,5сГеометрические величины, входящие в приведенные формулы, показаны
на рис.5.25,а.Расчетные зависимости для случая симметричного расположения
нагрузки по верхней грани подкранового ригеля являются аналогичными
зависимостями (5.9), (5.10) и (5.13), соответствующим коротким балкам при
центральном сосредоточенном нагружении.При несимметричном расположении грузовой площадки, что также
соответствует подкрановым ригелям, расчетная схема строится по аналогии
со случаем симметричного нагружения. Верхние ключевые точки,
определяющие направление осей сжатых полос, находятся на пересечении
равнодействующих внешних сил на уровне верхней грани балки справа и
слева от линии действия силы F (рис.5.25,б). Ширина опорной расчетной
полосы поверху со стороны действия эксцентриситета условно может
определяться по перпендикуляру между границами расчетной полосы.
Границами расчетной полосы являются линии, проведенные параллельно оси
наклонной полосы из точек, образуемых: справа - на пересечении линии,
проходящей через центр площадки опирания силы F, с верхней гранью
ригеля; слева - на расстоянии, равном правому, отложенному по верхней
грани ригеля симметрично точке пересечения оси полосы с верхней гранью.Ширина расчетной полосы с противоположной действию
эксцентриситета стороны определяется аналогично.Зависимость для определения ширины расчетных полос поверху со
стороны действия эксцентриситете имеет следующий вид:= 2(0,5с + 0,5/sup) sin 9	(5.39)Величины, входящие в эту зависимость, показаны на рис.5.25,б.Приведенное построение расчетной схемы хорошо согласуется с
напряженным состоянием и с тем, что при несимметричном нагружении159
ригелей появляется неравномерность в эпюрах главных сжимающих
напряжений под грузовыми площадками, вызванная наличием расстояния
между грузами F и Fi и различными их величинами (F>Fi). Распределение
напряжений рассматривалось в гл.З.Согласно таким образом построенной расчетной схеме, ширина
расчетной полосы понизу будет определяющей при расчете прочности ригеля
и ее величина может быть найдена по зависимости (5.13).Рис.5.26. Сопоставление опытной (1) и расчетной (2) прочности при
различных схемах нагруженияа - график сопоставления; б - схемы нагружения.Угол наклона оси сжатой полосы со стороны эксцентриситета
определяется по формулеtgO =				(5.40)/,-/з-0,25/;ирУгол наклона с противоположной действию эксцентриситета стороны
определяется по формулеtgO, =			,	(5.41)/2-/3-0,25СрFгде/3=—СГеометрические величины, входящие в эти зависимости, показаны на
рис.5.25,б.Расчетную несущую способность при наличии эксцентриситета
передачи нагрузки можно определить по формулеQ<(pRhblb sin<9,	(5.42)где 6 = 0,5F(/ + /,//2)160
Величина 0,5(7 + ^ //2) учитывает влияние эксцентриситета приложения
внешней силы, величины li и 12 показаны на рис.5.25,б. Другие схемы
нагружений, экспериментальное исследование которых проводилось, не
требуют дополнительного рассмотрения. Их расчетные схемы образуются
аналогично приведенным.Сопоставление результатов расчета подкрановых ригелей с опытными
данными (рис.5.26) показывает, что предлагаемые способы построения
расчетной схемы на основе основного принципа отражают закономерность
изменения несущей способности подкрановых ригелей при различных
схемах нагружений.Нагружение равномерно распределенной нагрузкойПо своей сути равномерное распределение нагрузки есть конечный этап
увеличения размеров грузовых площадок. В этой связи равномерное
нагружение элемента не должно вносить изменение в принцип построения
расчетной схемы, принятый при изменении размеров грузовых площадок.
Остается уточнить, что ключевые точки, определяющие направление
расчетной полосы (в данном случае условной), в верхней части образуются
на пересечении равнодействующей внешних сил, соответствующей половине
длины элемента, с его верхней гранью. Определяющим будет расчет по
нижней части полосы, расчетная ширина которой зависит от размеров
опорной площадки. Расчет в общем случае производится по зависимостям
(5.9) и (5.13). Сопоставление с опытами показывает, что предлагаемая схема
расчета соответствует напряженно-деформированному состоянию, а также
учитывает повышение несущей способности за счет увеличения угла наклона
сжатой полосы при нагружении равномерно распределенной нагрузкой по
сравнению с сосредоточенным нагружением элемента.Учет характера распределения напряжений
по ширине расчетной полосы у опорной площадкиНа основе анализа напряженно-деформированного состояния коротких
элементов, рассмотренного в гл.З, следует заметить, что распределение
напряжений по ширине расчетной полосы у опорной площадки изменяется в
зависимости от схемы нагружения. При сосредоточенной нагрузке на эпюре
напряжений отмечается весьма значительное увеличение напряжений у
внутренней грани опорной площадки. При увеличении размеров грузовых
площадок эпюра напряжений выравнивается, при равномерно
распределенном нагружении выравнивание происходит в большей степени.
Очевидно, этот факт влияет на прочность наклонной полосы, когда ее
прочность определяется по нижней ширине. При более резком увеличении
эпюры напряжений расчетная ширина полосы уменьшается, при
выравнивании эпюры - увеличивается.Изменение характера распределения напряжений у опорной площадки
предлагается учитывать при определении размеров ширины расчетной161
полосы путем введения понижающего коэффициента в расчетное условие
(5.13). Величина коэффициента определяется эмпирическим путем на основе
схемы нагружений, характеризуемой размерами грузовых площадок, по
формулеИ =0,5 ^ + 0,65,	(5.43)чгде I* - длина грузовой площадки;li - расстояние между центрами опор элемента.Изменение коэффициента (pi в зависимости от длины грузовой площадки
и длины элемента показано на рис.5.27.Рис.5.27. Изменение коэффициента фь, учитывающего характер
распределения напряжений у опорных площадок элементовУчет влияния характера напряжений у опорной площадки на основе
коэффициента (pi приводит в соответствие опытные и расчетные величины
прочности сжатой полосы.Учет косвенного армирования под грузовой площадкойПри высоких нагрузках, свойственных коротким элементам, и
небольших размерах грузовых площадок устанавливаются сварные сетки
косвенного армирования. Как показали опыты, наличие сеток увеличивает
несущую способность расчетной полосы, когда определяющим является
ширина расчетной полосы поверху, т.е. у грузовой площадки. Наиболее
характерным примером при рассмотрении данного факта являются
перемычки над проходами, показанные на рис.5.28.162
Рис.5.28. Расчетная схема перемычек
при учете косвенного армирования под
грузовой площадкойТаким образом, армирование расчетной полосы поверху в перемычках
имеет свою особенность из-за применения сварных сеток, повышающих
сопротивление смятию в бетоне под грузовой площадкой. Возникает
необходимость введения эквивалентной рабочей ширины наклонной полосы
поверху, учитывающей наличие сеток. Согласно принципу построения
расчетной схемы при увеличении размеров рабочей ширины полосы
увеличивается ее угол наклона и тем самым повышается расчетная прочность
полосы, что соответствует опытам.Поскольку учесть рассмотренное влияние на прочность прямым путем
невозможно, предлагается определять расчетную ширину полосы поверху по
эквивалентной грузовой площадке, размеры которой устанавливаются
согласно зависимостиС р=Мир>	(5.44)где коэффициент (pi, учитывающий увеличение размеров грузовой
площадки, принимается как соотношение прочности бетона при смятии и
прочности бетона при сжатии, т.е. его значение больше единицы. Оценка
влияния косвенной арматуры, расположенной под грузовой площадкой,
произведенная по зависимости (5.44), приводит в соответствие расчетные и
опытные данные и отражает напряженно-деформированное состояние
расчетной полосы поверху (рис.5.29).Рис.5.29. Сопоставление
опытной и расчетной несущей
способности при учете
влияния косвенной арматуры
под грузовой площадкой1	- расчетные данные; 2 -
опытные данные.163
Увеличение высоты элемента является весьма важным фактором,
поэтому исследование расчетной схемы на основе этого фактора является
необходимым. Среди коротких элементов тенденцией к увеличению высоты
обладают перемычки над проходами. Поэтому иллюстрировать рассмотрение
данного вопроса целесообразно именно на перемычках (рис.5.30).По результатам экспериментальных исследований можно судить о том,
что с увеличением высоты перемычек повышается их несущая способность.
В рамках разработанной расчетной модели это можно объяснить
увеличением угла наклона главных сжимающих напряжений, т.е. угла
наклона расчетной полосы, с ростом высоты перемычки. Одновременно
увеличивается рабочая ширина расчетных полос.На этом основании можно считать, что расчет перемычек при
увеличении их высоты можно производить по расчетным зависимостям для
коротких балок (5.9), (5.10), (5.11), (5.12) и (5.13) с учетом коэффициентов,
рассмотренных выше. При увеличении высоты от 30 до 80 см происходит
изменение вида разрушения от разрушения по растянутой зоне до
разрушения по сжатой полосе.164
Рис. 5.31. Сопоставление
несущей	способностиперемычек с опытами1	- прочность по растянутому
поясу; 2 - прочность по сжатой
полосе.Сопоставление результатов расчета и опыта (рис.5.31) показывает, что
расчетные зависимости хорошо отражают закономерность влияния
изменения высоты элемента.Изменение количества продольной арматурыПри изменении количества продольной арматуры изменялся вид
разрушения - от разрушения по растянутой зоне до разрушения по сжатому
поясу, включая случаи одновременного разрушения по двум указанным
видам.В ряде научных трудов отмечалось влияние количества продольной
арматуры на прочность сжатой полосы в коротких консолях. При этом была
установлена примерная граница влияния: при увеличении процента
армирования продольной арматурой до 1,87-2,00% с ростом количества
арматуры повышалась прочность сжатой полосы, при дальнейшем росте
количества арматуры это влияние прекращалось.В проведенных экспериментах закономерностей влияния продольной
арматуры на прочность сжатой полосы различных представителей коротких
элементов установлено не было.В связи с этим нецелесообразно учитывать влияние продольной
арматуры при расчете сжатой полосы.Проведем исследование расчетной зависимости (5.10), определяющей
прочность растянутого арматурного пояса и полученной на основе расчетной
модели. При этом будем принимать во внимание образцы, разрушившиеся по
растянутому поясу.Сопоставление расчетных и опытных величин (рис.5.32) показывает, что
расчетная зависимость (5.10) отражает закономерность увеличения
прочности растянутого пояса и при достижении процентом армирования
величины 0,6-0,7% корректируется расчетной зависимостью (5.9),
определяющей прочность сжатой полосы.165
Рис. 5.32. Сопоставление опытной и расчетной прочности коротких
элементов1 - по растянутому поясу; 2 - сжатой полосе.Следует отметить такую характерную особенность. При испытании
перемычек над проходами, подкрановых ригелей, в том числе натурной
перемычки, а также при испытании ростверка было установлено, что
разрушающая сила значительно превышала усилие, воспринимаемое
продольной арматурой при напряжениях в ней, равных пределу текучести.
Такой факт в рамках^ расчетной модели можно объяснить тем, что при
образовании трещин в бетоне расчетная модель представляет собой в какой-
то степени распорную стержневую систему, поэтому можно полагать, что
часть растягивающих усилий воспринимается ветвями колонн и сваями,
монолитно соединенными с перемычкой, ригелем и ростверком.Сравнение опытной и расчетной несущей способности позволяют
получить расчетный коэффициент ф8, учитывающий жесткое соединение
исследуемых коротких элементов с опорами, как особенность этих
элементов. Для перемычек коэффициент ф8 может быть принят равным 1,2;
для подкрановых ригелей равным 1,1; для ростверков свайных фундамент -
1,4. В остальных случаях коэффициент ф8, входящий в зависимость (5.10)
может быть принят равным единице.Изменение положения силы по длине ригеляИзменение положения силы по длине ригеля с подрезкой вызывает ряд
особенностей, требующих разработки соответствующих методик расчета,
позволяющих учитывать эти изменения. Рассмотрим по порядку некоторые
методики, а также исследования расчетной модели на основе
экспериментальных и теоретических данных.Методика учета характера распределения местных напряжений. На
основе анализа напряженно-деформированного состояния приопорных166
участков ригелей, приведенного в главе 3 и в главе 4, было установлено, что
при удалении силы относительно оси опоры уменьшается угол наклона
сжимающих напряжений. При этом изменяется характер распределения
местных напряжений вдоль опорной площадки. Изменения распределения
напряжений показано на рис.5.33; Рассмотрим, каким образом расчетная
схема реагирует на это изменение, а затем приведем методику учета
характера местных напряжений.В отличие от основополагающей расчетной модели короткой балки в
которой наклон расчетной полосы принимался как угол наклона оси полосы,
проходящей через центр груза и опоры (рис.5.33, угол 0), в опорной консоли
наклон расчетной полосы определяется как угол наклона линии,
соединяющей центр тяжести сосредоточенных за подрезкой хомутов на
уровне верхней продольной арматуры ригеля с внешней гранью опорной
площадки на уровне продольной арматуры консоли (рис.5.33), т.е. угол
наклона меньше, чем в балках. Тем самым учитывается наибольшее
отклонение потока сжимающих напряжений соответствующее положению
силы по длине ригеля на расстояние 2,5 hoc, при этом дальнейшее удаление
силы не влияет на изменение угла наклона потока.При изменении положения силы изменяется эпюра распределения
напряжений вдоль опорной площадки. При положении силы нагружения на
расстоянии 2,5hoc от оси опоры очертание эпюры приближается к
треугольному. Такой же характер распределения имеют главные сжимающие
напряжения в зоне опорной площадки.В этом случае целесообразно выделить наиболее нагруженный участок
опорной площадки, определяющий расчетную ширину полосы и принять
рабочую длину опорной площадки, равную 2/3 lsup. При этом расчетная схема
опорной консоли будет иметь вид, показанный на рис.5.33,б. Таким образом,167Рис. 5.33. Распределение местных напряжений вдоль
опорной площадки (а) и расчетная схема ригеля (6)
прочность наклонной полосы опорной консоли следует рассчитывать по
зависимостям (5.21) и (5.23). При этом коэффициент cpi целесообразно
принимать равным 2/3.Сопоставление опытной и расчетной зависимости показали, что
усовершенствованная расчетная схема и соответствующие ей зависимости
отражают характер изменения прочности сжатой полосы опорной консоли
при изменении положения силы по длине ригеля. При этом коэффициент (pi,
входящий в расчетную зависимость (5.21) можно принять равным 1.2.В качестве второго момента, характерного для изменения положения
сил рассмотрим изменение видов разрушения приопорной зоны ригеля с
подрезкой. Целью этого рассмотрения является совершенствование
расчетной модели, в случае несоответствия виду разрушения и разработка
методики расчета для разрушения по наклонным трещинам.Напомним, что при достаточно близком расположении силы в нашем
случае на расстоянии 0,9hoc от оси опоры происходит разрушение по сжатой
полосе консоли. Положению силы нагружения на расстоянии 2,5hoc от оси
опоры соответствует разрушение по наклонной трещине ТР-2, проходящей
через вершину нижнего угла подрезки над продольной арматурой. Такое
положение трещины Тр-2 имеет место, когда количество продольной
арматуры выше чем количество вертикальных хомутов, сосредоточенных у
подрезки. Случаи разрушения ригеля по сечениям, расположенным за
пределами приопорного участка, отсекаемого трещиной ТР-2, не
рассматриваются.Такой порядок * изменения видов разрушения реализуется при
соответствующем армировании приопорной зоны. Важно заметить, что при
повышении количества продольной арматуры консоли, количество
сосредоточенных за подрезкой хомутов, а также продольной арматуры
ригеля может осуществляться разрушение по сжатым полосам бетона,
расположенным между трещинами Тр-1 и ТР-2. Соединяя все,
установленные виды разрушения приопорной зоны ригелей с подрезками и
учитывая возможность отклонения трещин, целесообразно показать характер
распределения сжатых полос, по которым может произойти разрушение при
соответствующих условиях (рис.5.34).Рис.	5.34. Схемарасположения сжатых полос и
критических трещин в
приопорных зонах ригелей с
подрезкой168траектории критических трещин
по границам сжатых полосk наклонные
сжатые полосы
Произведем совершенствование расчетной схемы сжатых полос в
соответствии с положением силы по длине ригеля.Рис. 5.35. Расчетная схема
консоли при расположении
груза на расстоянии 0,9 hocПри расположении груза на расстоянии от центра опоры, равном 0,9hoc,
следует корректировать расчетную схему в соответствии с напряженно-
деформированным состоянием опорной консоли. В этом случае сжатая
полоса формируется между опорной и грузовой площадкой что находится в
единстве с основополагающей моделью. Следовательно, общий принцип
построения расчетной схемы, рассмотренный на примере короткой балки
применим для этого случая. В связи с этим расчетная схема консоли будет
иметь вид, показанный на рис.5.35 и ее расчет следует проводить по
зависимостям (5.21; 5.22; 5.23). При этом угол наклона полосы определяется
по формулеtg0 = ^	(5.44)КСопоставление опытной и расчетной прочности показывает, что
указанные величины находятся в соответствии друг с другом. Это позволяет
считать, что принятая расчетная схема и расчетные зависимости являются
экспериментально обоснованными.Методики расчета сжатых полос, расположенных между наклонными
трещинами ТР-1 и ТР-2. Своеобразное ответвление от горизонтального
сжатого пояса потоков сжимающих напряжений, установленное на основе
анализа экспериментальных и теоретических исследований и рассмотренное
в главе 3 и в главе 4, позволяет предполагать существование своеобразных
условных опор для этих потоков. Такими опорами может служить
пересечение мощных арматурных стержней, поскольку только при высоком
количестве арматуры реализуется такой вид разрушения. Либо при низких
классах бетона, что менее вероятно в практике проектирования. Условно
такой вид опор можно назвать промежуточными опорами. Для средней169
сжатой полосы промежуточной опорой является пересечение продольных
стержней консоли с сосредоточенными вертикальными хомутами,
расположенными за подрезкой. Для крайней сжатой полосы промежуточной
опорой будет являться пересечение сосредоточенных вертикальных хомутов
и продольной арматуры ригеля (рис.5.34). Опыты показывают, что прочность
наклонных полос, расположенных между наклонными трещинами является
выше или близкой к прочности сжатой полосы консоли. Это позволяет
считать, что их прочность автоматически обеспечивается расчетом сжатой
полосы опорной консоли. В связи с этим нет необходимости разрабатывать
специальную методику их расчета, требующую на данном этапе принять ряд
предпосылок и условностей.Методика расчета наклонных трещин. Рассмотрим целесообразность
исследования и разработки методики расчета наклонных трещин ТР-1 и ТР-2.Первым, подтверждающем эту целесообразность, обстоятельством
является то, что экспериментальные исследования приопорных зон ригелей с
подрезками производились впервые.Следующим обстоятельством является установленный на основе
экспериментальных исследований факт, что трещина ТР-1 практически
исключает образование расчетной трещины в опорном сечении консоли,
обеспечивающей прочность по растянутому поясу, стало быть эту роль
выполняет трещина ТР-1.Кроме того, напряженно-деформированное состояние трещины ТР-1
имеет ряд особенностей, связанных с конструктивными особенностями
ригелей с подрезками по сравнению с наклонными трещинами обычных
балок.Следующим является такое обстоятельство. Напряженно-
деформированное состояние, рассмотренное в главе 3 и 4, позволяет
полагать, что особенность расположения потока растягивающих напряжений,
концентрируемых в пучок у вершины угла подрезки при образовании
трещины ТР-1 как бы объединяет понизу две, рассмотренные выше сжатые
полосы. Первая представляет собой сжатый поток, расположенный в
консоли, вторая представляет собой сжатый поток или полосу,
расположенную между трещинами ТР-1 и ТР-2. Тем самым образуется
некоторая модификация расчетной основной модели.С этих позиции определение прочности сечения с трещиной ТР-1
является прямой задачей проводимых исследований.Что касается трещины ТР-2, проходящей над продольной арматурой
ригеля, то ее в принципе можно считать подобной трещине ТР-1.
Обоснованием могут служить такие моменты. Трещина ТР-2 может занимать
любое положение по высоте подрезки. В каждом случае прочность трещины
ТР-2, также как прочность трещины ТР-1 определяется сосредоточенной за170
подрезкой арматурой и продольной арматурой консоли. Компенсацией того,
что трещина ТР-2 пересекает продольную арматуру консоли на более
дальнем расстоянии, чем трещина ТР-1, служит большая высота ригеля,
которую пересекает трещина ТР-2.Рассмотренные позиции достаточно убедительно обосновывают
целесообразность разработки методики расчета наклонных трещин. При этом
на основе сказанного, а также на основе результатов экспериментальных
исследований можно полагать, что расчет прочности наклонной трещины ТР-1,	проходящей по высоте консоли автоматически обеспечивает прочность
трещины ТР-2.Рассмотрим методику расчета наклонного сечения, проходящего по
трещине ТР-1. В сечении действуют два вида усилий - поперечная сила и
изгибающий момент, поэтому расчет прочности этого сечения должен
основываться на методе расчета наклонных сечений, принятом в нормах.Предварительно сопоставим положение трещины ТР-1 с положением
расчетных трещин, принятом в нормах.В общем случае в нормах рассматривается наиболее опасное наклонное
сечение, проекция которого на горизонтальную ось элемента обозначена
величиной с, а также опасное наклонное сечение, проекция которого названа
Со. Эти сечения имеют общую фиксированную вершину в центре приложения
сосредоточенной силы. Наиболее опасное сечение определяется путем
соединения центра приложения сосредоточенной силы с внутренней гранью
опорного сечения. Проекция опасного наклонного сечения находится из
условия равенства нулю первой производной от правой части условия
прочности по поперечной силе для любой наклонной трещины по
переменной величине с. Таким образом, определяется проекция трещины с
наименьшей несущей способностью при действии поперечной силы.Проводя аналогию с ригелями, имеющими подрезку получаем некоторое
противоречие. Оно заключается в том, что опасная наклонная трещина,
имеющая проекцию Со, распространяется на всю высоту ригеля, тогда как
трещина ТР-1 пересекает ригель только по высоте консоли. В общем случае
можно было бы условно за расчетную высоту принимать высоту консоли,
допуская некоторую погрешность, но при этом не нарушать принятый в
нормах подход.	1;Более целесообразно совместить рассматриваемые в нормах трещины,
т.е. считать что с=Со. В этом случае получаем трещину, имеющую
фиксированное начало в вершине входящего угла подрезки, а также
имеющую фиксированную вершину в центре приложения сосредоточенной
силы. С учетом сказанного схемы усилий в наклонной трещине, проходящей
через подрезку, будут иметь вид показанный на рис.5.36.171
Рис. 5.36. Схема усилий в наклонном сеченииа - при расчете на действие изгибающего момента; б - при расчете на действие
поперечной силы.Согласно принятым расчетным схемам методика расчета наклонной
трещины ТР-1 может быть представлена следующим образом.Расчет на действие поперечной силы. Для обеспечения прочности по
наклонной трещине ТР-1 при армировании ригеля вертикальными хомутами
согласно СНиП должно соблюдаться условие172
которая согласно требованиям СНиП должна быть не более 2hoc и не менее
hoc, где qsw - усилие в хомутах на единицу длины элемента, которое можно
определить по формулеqsw=^Ly	(5.49)где S - шаг хомутов.Усилие, воспринимаемое вертикальными хомутами, можно определить
из условияQsw=4swco + RswAsw[>	(5-50)где RswASwi - усилие, воспринимаемое вертикальными хомутами,
сосредоточенными у подрезки.Таким образом, условие прочности (5.45) можно записать в следующемвидеQ<<Pb2RbM2oC+qswCo + RswA^	(551)соРасчет на действие изгибающего момента. Условие прочности в
соответствии с расчетной схемой усилий, показанной на рис.5.36, имеет
следующий видM<MSC+MSW,	(5.52)где М - изгибающий момент от внешней силы, относительно
вертикальной оси, проходящей через вершину трещины и пересекающей
равнодействующую усилий в сжатой зоне бетона.В рассматриваемых ригелях с подрезками величина изгибающего
момента определяется по условиюM=0(/z+c)	(5.53)Правая часть условия (5.52) представляет собой сумму моментов
относительно той же оси от усилий соответственно в продольной арматуре
консоли и хомутах, пересекающих трещину ТР-1.В соответствии со сказанным условие прочности можно записать в
следующем видес2А/ ^ RSASCZSC + RswAswlZswl + —,	(5.54)где Zsw = c-aw,Zsc = hoc-aПоследнее слагаемое условие (5.54) определяет момент от усилий в
хомутах расположенных с равномерным шагом в пределах растянутой зоны
рассчитываемого сечения.Рассмотренная методика расчета в полной мере соответствует методу
расчета наклонных сечений, принятому в нормах. Сопоставление опытной и
расчетной прочности наклонной трещины ТР-1 показало, что ее прочность
описывается условием при действии изгибающего момента (5.54), при этом
расчетные зависимости отражают характер работы наклонной трещины
(рис.5.37).173
Рис. 5.37. Сопоставление опытной и расчетной прочности наклонной
трещины проходящей через подрезкуСосредоточенная у подрезки ригеля поперечная арматураВ ригелях принято устанавливать сосредоточенную за подрезкой
поперечную арматуру. Общее ее значение заключается в обеспечении
безопасности приопорных зон ригелей. Количество этой арматуры
определяется по условной зависимостиF(I-hoc/h0)<ZRswAsw	(5.55)Напомним состояние вопроса исследования этого вида арматуры.
Отсутствие экспериментальных исследований приопорных зон ригелей с
подрезками позволяет сказать об отсутствии экспериментальных
обоснований необходимости постановки сосредоточенной арматуры, об
отсутствии экспериментальной оценки ее влияния на прочность наклонных
трещин, об отсутствии обоснования и оценки конструктивных решений этой
арматуры и, как следствие, об отсутствии оценки правомочности условия
(5.55), по которому определяется сосредоточенная арматура.В данной работе перечисленные вопросы были исследованы, результаты
рассмотрены в главеЗ. В настоящем разделе приведем решение поставленных
вопросов.На основании проведенных экспериментов при многовариантном
расположении, количества и вида сосредоточенной арматуры, а также при
различном отношении высоты консоли ригеля, построен график
сопоставлений опытной и расчетной несущей способности при различных
соотношениях правой и левой части расчетного условия (5.55), (рис.5.38).
Анализируя результаты исследований, с достаточным обоснованием можносказать, что при различных значениях величины RSWA {/F( 1 - —) расчетнаякнесущая способность хорошо согласуется с опытами. Отсюда, можно сделать
вывод, что специальной сосредоточенной арматуры, расположенной у174
подрезки не требуется для обеспечения прочности по наклонному сечению,
проходящему через подрезку.Рис. 5.38. Сопоставление опытной и расчетной несущей способности
ригелей при изменении количества сосредоточенной арматурыОднако существует ряд основательных причин, подтверждающих
необходимость постановки сосредоточенной арматуры. Прежде всего к ним
относится влияние сосредоточенной арматуры на величину раскрытия
трещин. В опытах установлено, что при увеличении количества арматуры
снижается ширина раскрытия наклонной трещины (рис.5.39). Это говорит о
целесообразности постановки сосредоточенных хомутов.Рис. 5.39. Изменение ширины раскрытия трещины, проходящей через
подрезку при изменении количества сосредоточенных хомутовВ качестве другой причины можно назвать то, что характер работы
опорных участков в какой-то степени приближается к работе175
железобетонных элементов на отрыв. При расчете на отрыв
предусматривается постановка специальной арматуры, определяемой по
зависимости аналогичной (5.55). Для унификации подхода к расчету
целесообразно предусматривать сосредоточенные хомуты и производить их
расчет по исследованной в опытах зависимости (5.55).В зарубежных нормах величина внешней поперечной силы, по которой
определяется количество дополнительных хомутов, принимается равной
1,2Q. Проведенные исследования показали, что такое увеличение поперечной
силы, передаваемой на сосредоточенные хомуты, является необоснованным.
Результаты испытаний свидетельствуют о надежности зависимости (5.55), по
которой целесообразно определять дополнительную арматуру.Конструктивные решения сосредоточенных хомутов и их оценка
рассматриваются ниже.Расчет поперечной арматурыРанее отмечалось, что большинство представителей коротких элементов
являются тяжелонагруженными, их конструктивные решения
характеризуются высокой металлоемкостью. Как правило, использовались
все виды поперечной арматуры, количество которой определялось по
конструктивным требованиям, в большинстве случаев в избыточном
количестве и при нерациональном ее использовании. Таким образом, вопрос
армирования коротких элементов является весьма важным и ужесточается
отсутствием методики расчета поперечной арматуры.В настоящей работе вопросу исследования армирования коротких
элементов уделено большое внимание. Результаты экспериментальных
исследований приведены в главе 3. они касаются напряженного состояния
всех видов поперечной арматуры и экспериментальной оценки предложений
по армированию.В данном разделе ставится задача разработать методику расчета
коротких элементов на основе проведенных исследований. Для поэтапного
внедрения результатов в нормативные документы, также как это было
сделано при разработке общего метода расчета коротких элементов,
целесообразно выполнять поставленную задачу по двум направлениям. В
качестве первого направления был избран утвердивший себя в практике
проектирования путь эмпирической оценки работы поперечной арматуры на
основе подхода используемого в нормах. В качестве второго и основного
направления выбран путь оценки физической работы поперечной арматуры
на основе целенаправленно проведенных исследований.Рассмотрим разработанную по указанным направлениям методику
расчета поперечной арматуры.Эмпирическая оценка работы поперечной арматурыАнализ результатов эксперимента показал, что при оценке влияния
поперечной арматуры на прочность коротких элементов, можно учитывать176
коэффициентом cpW2, используя подход принятый в нормах. Величина
коэффициента определяется по эмпирической зависимости
<Pwi =1 + ,	(5-56)Е	АшAsw - площадь сечения хомутов в одной плоскости;Sw - расстояние между хомутами.Таким образом условие прочности (5.9) с учетом работы поперечной
арматуры на примере коротких балок будет иметь видF = 2<Pbi<Pb<Pw2Rbblbsine	(5.56,а)При этом учитываются все виды хомутов - горизонтальные,
вертикальные и наклонные при угле наклона не более 45°.Сопоставление опытной и расчетной прочности коротких консолей и
коротких балок при различных значениях коэффициента поперечного
армирования показывает, что введение коэффициента (pW2 отражает характер
работы коротких элементов. При этом имеет место значительное
расхождение опытных и расчетных величин, рис.5.40, достигающее 50% в
запас прочности. Это означает, что рассматриваемая зависимость
недооценивает влияния поперечной арматуры.Рис. 5.40. Сопоставление опытной и расчетной прочности наклонной
полосы коротких элементов с учетом оценки поперечной арматуры по
зависимости (5.56)В качестве оценки можно сказать, что предлагаемая методика учета
поперечной арматуры все-таки является шагом вперед, поскольку прежде
работа поперечной арматуры не оценивалась. Однако такой способ позволяет
учитывать только влияние, а не производить расчет поперечной арматуры и,
кроме того, дает значительные отклонения. Это говорит о том, что7-8186177
рассматриваемая методика не оценивает физической работы поперечнойарматуры.Оценка влияния поперечной арматуры
на прочность наклонной полосыНапомним, что для исследований поперечной арматуры испытывались
короткие балки и короткие консоли, в которых изменялся вид и
рассосредоточение поперечной арматуры. В качестве поперечной арматуры
поочередно принимались горизонтальные, вертикальные, наклонные хомуты,
а также совместное армирование вертикальными и горизонтальными
хомутами.Для удобства рассмотрения сути вопроса приведем основные моменты
анализа результатов, отвечающие поставленной задаче.Величина разрушающей силы увеличивалась при применении любого
вида поперечной арматуры. Степень увеличения различна. При одинаковых
параметрах вертикальных и горизонтальных хомутов в образцах с
горизонтальными хомутами разрушающая сила увеличивалась в большей
степени. Это позволяет судить о том, что при данных параметрах более
эффективными являются горизонтальные хомуты. При сопоставлении
разрушающих сил в балках, армированных горизонтальными и наклонными
хомутами оказалось, что они мало отличаются друг от друга. В этом случае
затруднительно высказать предпочтение тому или другому виду арматуры.С увеличением количества, диаметра и с уменьшением шага всех видов
поперечной арматурй разрушающая сила в элементах увеличивалась. Важно
отметить, что при изменении вида и количества поперечной арматуры
характер разрушения наклонной полосы не изменялся.Была сделана попытка рассмотреть работу поперечной арматуры как
косвенную, полагая, что стержни арматуры, пересекающие наклонную
сжатую полосу препятствуют развитию поперечных деформаций бетона и
тем самым повышают прочность полосы. Была использована методика
оценки косвенной работы арматуры, принятая в нормах. Однако результаты
расчетов показали, что такой подход недооценивает работу поперечной
арматуры на 15-45%. Это означает, что физически участие поперечной
арматуры в работе сжатой полосы отражается неполно.Анализ распределения деформаций по длине вертикальных и
горизонтальных хомутов показал, что в горизонтальных хомутах
преобладают деформации удлинения, а в вертикальных - деформации
укорочения. При этом наибольшее значение деформаций соответствует тому
участку стержней, который располагается в пределах сжатой полосы бетона.
Такое и ряд других положений позволяют высказать следующее
предположение.Поперечная арматура, располагаясь в пределах расчетной сжатой
полосы бетона, выполняет две функции. С одной стороны она препятствует
развитию поперечных деформаций и косвенно участвует в работе, о которой178
говорилось выше. С другой стороны она препятствует свободному развитию
деформаций укорочения бетона вдоль сжатой полосы и тем самым
осуществляется ее прямое участие в работе расчетной полосы. Очевидно,
степень того и другого вида работы поперечной арматуры, расположенной
под углом к сжатой полосе, можно определить величиной проекции усилий в
арматуре соответственно на поперечную и продольную ось расчетной
полосы.В таком случае условие прочности коротких балок и других коротких
элементов по наклонной сжатой полосе можно записать в следующем видеQ ^ <PbRbblsap sin2 6» + Qsw sin в,	(5.57)raeQm = (Tsw +Nsw) sin6>	(5.58)в этой зависимости: Tsw - усилие в поперечной арматуре в результате
косвенного участия в работе сжатой полосы; Nsw - усилие в поперечной
арматуре в результате прямого участия в работе сжатой полосы. Величины
этих усилий можно определить по формуламт, w = <Ps»<Ps /^»ЛЧ sin 0,	(5.59)N„ = <psMswRsblb cosei>	(5-6°)где ф8 - 0,9 - опытный коэффициента; cpsw - коэффициент, учитывающий
влияние косвенного армирования, определяется по нормам; 01 - угол наклона
между направлением наклонной сжатой полосы и соответствующего вида
поперечной арматуры.В развитие рассмотренного были проанализированы результаты
исследований, проведенных в работах (260, 261, 262). Были испытаны
армированные поперечной арматурой образцы в виде кубов и призм с
горизонтальным и наклонным расположением стержней арматуры (рис.5.41).
Процент поперечного армирования изменялся в пределах 0,78-3,2% - для
кубов и в пределах 0,9-2,6% - для призм.Рис. 5.41. Схема армирования бетонных образцов, испытанных в
работах7*179
Испытания показали, что прочность образцов увеличивается с ростом
процента поперечного армирования. Характер изменения и количественная
оценка роста прочности испытанных образцов показаны на рис.5.42.Исходя из анализа результатов испытаний можно судить о значительном
влиянии поперечной арматуры на прочность сжатых элементов при
одинаковом характере работы образцов.Применяя предложенную методику оценки прочности сжатой полосы к
оценке рассмотренных образцов, определяли прочность образцов при
различном количестве поперечной арматуры и при различной ее ориентации
относительно оси образца. Сопоставление опытной и расчетной прочности
показало, что расчетные зависимости (5.57)-(5.60) отражают характер
изменения прочности образцов при увеличении количества поперечной
арматуры; отклонение результатов в среднем составляет 15%.Рис. 5.42. Изменение и сопоставление опытной и расчетной прочности
образцов в виде кубов и призм, армированныха, б - горизонтальными хомутами; в, г, - наклонными хомутами.На основе расчетных зависимостей, учитывающих прямое и косвенное
участие арматуры в работе сжатой полосы, можно графически представить
критерий оценки работы поперечной арматуры (рис.5.43). По графику можно
судить о том, что степень участия поперечной арматуры соответствующего
вида определяется углом наклона арматуры к направлению сжатой полосы.
При небольших углах наклона увеличивается косвенное участие арматуры,180
при больших значениях - прямое участие поперечной арматуры в работе
сжатой полосы.Сопоставление результатов расчета и опытов показало, что
предлагаемые зависимости в полной мере отражают характер работы
поперечной арматуры в сжатой полосе коротких элементов при
незначительных отклонениях прочностей, составляющих 10-15% (рис.5.44).Рис. 5.43. Критерий оценки участия поперечной арматуры в работе
наклонной полосыРис.5.44. Сопоставление опытной и расчетной прочности коротких
элементов по сжатой полосе с учетом работы поперечной арматуры181
Определение рационального вида поперечной арматурыРассмотренная методика расчета поперечной арматуры сама по себе
является критерием оценки рационального вида поперечной арматуры в
коротких элементах. Следует обратить внимание на структуру
проектирования поперечной арматуры. При проектировании по исходным
позициям, среди которых известными являются габаритные размеры
проектируемой конструкции и схема нагружений, выбор арматуры
производят следующим образом.На основе критерия оценки работы поперечной арматуры (см.рис.5.43)
рациональный вид поперечной арматуры выбирается по величине усилия,
воспринимаемого арматурой при различной ее ориентации относительно
сжатой полосы. При желании увеличить усилие, воспринимаемое арматурой
при ее прямом участии в работе сжатой полосы, следует увеличить угол
наклона между арматурой и поперечной осью полосы. При желании
увеличить косвенное участие поперечной арматуры в работе сжатой полосы,
наоборот, следует уменьшить угол наклона между арматурой и поперечной
осью полосы.Величина усилия, воспринимаемого арматурой, определяется по
формулам (5.59), (5.60).Расчет коротких элементов
при совместном действии вертикальных и горизонтальных силНастоящая работа имеет своей основной целью создать единую
методику расчета коротких элементов, способную оценивать влияние
основных факторов. Становится очевидным, что этот метод в равной степени
должен учитывать и виды нагружений, которые в известном смысле имеют
большую значимость при расчете прочности по сравнению с другими
факторами. Обратим внимание на то, что совместное действие
горизонтальных и вертикальных сил является сопутствующим эксплуатации
коротких элементов явлением. Такой вид нагружения возникает в результате
совместной работы несущих конструкций каркаса.На основе проведенных экспериментальных и теоретических
исследований установлены особенности сопротивления коротких элементов
при совместном действии горизонтальной и вертикальной нагрузок и
рассмотрены в гл.З. Напомним, что исследования проводились в
соответствии с реальными условиями работы конкретных коротких
элементов. Испытывались перемычки над проходами при совместном
действии вертикальных и горизонтальных сил, приложенных в уровне
оголовка колонн, т.е. в уровне грузовой площадки. Кроме того,
испытывались консоли колонн и опорные консоли ригелей также при
приложении сил в уровне грузовой и опорной площадок.На основе исследований была разработана методика расчета коротких
элементов при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил на
основе расчетной модели коротких элементов.182
Методика расчета коротких балокМетодику расчета коротких балок рассмотрим на примере перемычек
над проходами в надкрановой части колонн на основе расчетной схемы,
показанной на рис.5.45.Рис.5.45. Расчетная схема (а) и схема усилий (б) в коротких балках
(перемычках) при совместном действии вертикальных и горизонтальных
силИспытания показали, что приложение горизонтальных сил в уровне
передачи вертикальной нагрузки снижало прочность перемычек. При этом
разрушение происходило по полосе, расположенное со стороны действия
горизонтальной силы. Рассматривая влияние горизонтальных сил в
соответствии с расчетной моделью, можно отметить снижение прочности
перемычек за счет увеличения сжимающих усилий в наклонной полосе,
расположенной со стороны действия горизонтальной силы, и в растянутом
арматурном поясе.Очевидно, определить величину усилий можно из условия равновесия
сил в узлах каркасно-стержневой модели. При этом следует приложить
горизонтальную силу в верхнем узле модели в соответствии с уровнем ее
действия (рис.5.45,6). Из условий IY = О, IX = 0 определяются усилия в сжатых
полосах:Т = ——— + ———	(5.61)2sin в 2cos#F НТ{=—	—,	(5.62)2	sin# 2 cos#где Н - горизонтальная сила.Опорные реакции соответственно будут равныQ = T sin#	(5.63)183
а =7; sin*	(5.64)Расчет прочности коротких балок в этом случае следует производить для
левой и правой частей перемычки на основании условий (5.9) и (5.10) и с
учетом определенных выше усилий. Расчетные условия будут иметь
следующий вид.Прочность по сжатой полосе определяется из условийQ^9i<PbRblb^ne	(5-65)Q<<px<pbRblb sin0	(5.66)В общем случае, когда в условии (5.62) усилие Т\ имеет отрицательный
знак, что свидетельствует о растяжении по полосе, в условии (5.66) следует
вместо предела прочности бетона при сжатии Rb принять предел прочности
бетона при растяжении Rbt.Прочность по растянутому поясу определяется из условий
Q<<psRsAstg0	(5.67)Qi Z <PsRsAs‘ge	(5.68)Таким образом, методика расчета коротких балок (перемычек) при
совместном действии вертикальных и горизонтальных сил заключается в
определении соответствующих усилий в сжатых полосах и в растянутом
арматурном поясе на основании равновесия усилий в узлах расчетной
стержневой модели. В последующем расчет производится раздельно для
соответствующих полос и растянутого пояса.Сопоставление опытных и расчетных прочностей (рис.5.46) показывает,
что предлагаемая методика отражает закономерность изменения прочности
коротких балок (перемычек) при совместном действии горизонтальных и
вертикальных сил и приводит в соответствие расчетные и опытные данные.Методика расчета коротких консолей колоннПо аналогии с разработанной выше методикой расчета коротких балок
расчет консолей колонн производится на основе расчетной каркасно¬
стержневой модели. При этом растягивающая или сжимающая184Рис.5.46. Сопоставление
опытной и расчетной
прочности коротких балок
(перемычек) при совместном
действии вертикальных и
горизонтальных сил1 - по сжатой полосе; 2 - по
растянутому поясу; 3 - по
сжатой (разгруженной) полосе.
горизонтальная сила, действующая в уровне грузовой площадки,
соответственно прикладывается в узле каркасно-стержневой модели
(рис.5.47).Из условия равновесия узла определяются усилия в следующем порядке.На основании = О.ЕЛ" = 0усилие в сжатой полосе составляетT =	(5.69)SU10усилие в растянутом арматурном поясе -Ns = QctgO + -Н	(5.70)В этой формуле знаки соответствуют сжимающей и растягивающей
силам.На основе условий прочности консолей колонн при действии
вертикальных сил (5.16), (5.17) условие прочности при совместном действии
вертикальных и горизонтальных сил имеет следующий вид:Q<<p{RbblbsmB; Q<(psRsAstgO±H	(5.71)При растягивающей силе принимается знак «минус», при сжимающей -
знак «плюс».По приведенной методике расчета можно видеть, что выбранный подход
не учитывает влияние горизонтальных сил на несущую способность по
сжатой полосе. Все усилие передается на растянутый арматурный пояс.Сопоставление опытной и расчетной прочности (рис.5.48) показывает,
что принятая методика расчета отвечает характеру изменения прочности
консолей при совместном действии вертикальных и растягивающих или
сжимающих горизонтальных сил. При этом обеспечивается нижний предел
безопасности в результате взаимного корректирования прочности по сжатой
полосе и растянутому арматурному поясу.185
186Рис. 5.48. Сопоставление опытной и расчетной прочности коротких
консолей колонн при совместном действии вертикальных и горизонтальных
сила - при сжимающих горизонтальных силах; б - при растягивающих горизонтальных
силах; 1 - по наклонной полосе; 2 - по растянутому поясу.Методика расчета
опорных консолей ригелей с подрезкамиВ связи с особенностью характера работы опорных консолей возникает
необходимость рассмотрения методики расчета приопорной зоны. Порядок
рассмотрения следующий: учет влияния горизонтальной силы сначала при
расчете опорной консоли, затем при расчете приопорного участка; учет
влияния опорного момента при частичном защемлении ригеля на опоре.Методика расчета опорной консоли является аналогичной методике
расчета консолей колонн. На основе расчетной схемы и схемы усилий
(рис.5.49) величина усилий и расчетные зависимости записываются
следующим образом.На основании 1Y = О, ЕЛ" = 0 усилие в сжатой полосе составляетТ = -2-	(5.72)SU10усилие в растянутом арматурном поясе -Ns = QctgG ± Н	(5.73)
187Рис. 5.49. Расчетная схема и схема усилий для расчета опорной консоли
ригеля при совместном действии вертикальных и горизонтальных силНа основе условий прочности опорной консоли (5.21), (5.22) расчетные
зависимости при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил,
приложенных в уровне опорной площадки, имеют следующий вид:Q < <PiRbblb sin в	(5.74)Q<<psRsAsctge±H	(5.75)В приведенных зависимостях знак «плюс» соответствует сжимающей,
знак «минус» - растягивающей горизонтальной силе.Рассмотрим условие прочности наклонного сечения, проходящего через
подрезку (трещина ТР-1). При совместном действии вертикальной и
горизонтальной сил, приложенных в уровне опорной площадки, условие
прочности наклонного сечения по поперечной силе не изменяется;
следовательно, его расчет можно производить по зависимости (5.51). При
этом влияние горизонтальной силы учитывается коэффициентом срп,
входящим в первое слагаемое условия (5.51). Величина этого коэффициента
согласно СНиП 2.03.01-84 определяется по зависимости^=0ДТТГ’	(5-76)Rb,bh0но не более 0,5 на действие из Н - сжимающая сила, и по условию(5-77)но не более 0,8,где Н - растягивающая сила.Условие прочности при действии поперечной силы будет иметь вид
Q < 9Ъ2(/ + <Pn)Rb,bht + +	(5 78)С
Влияние горизонтальных сил при расчете наклонного наклонного
сечения на действие изгибающего момента учитывается условием прочности,
которое принимает следующий вид:Рис.5.50. Расчетная схема
ригеля при расчете наклонного
сечения, проходящего через
подрезку при совместном
действии вертикальных и
горизонтальных силСопоставление опытной и расчетной прочности (рис.5.51),
определенной поочередно по приведенным зависимостям, показывает, что
предлагаемая методика расчета опорной консоли и приопорного участка
ригеля при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил
обеспечивает нижний предел безопасности и в целом отражает характер
изменения прочности при увеличении горизонтальных сил.188
Рис. 5.51. Сопоставление опытной и расчетной прочности приопорной
зоны ригелей с подрезкой при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сила - растягивающая горизонтальная сила; б - сжимающая горизонтальная сила; в -
частичное защемление ригеля на опоре.Расчет выносливости коротких
элементов при многократно повторном нагруженииНапомним, что расчет коротких элементов на выносливость, как таковой
не предусматривался. Влияние многократно повторного нагружения
учитывалось условным коэффициентом, не имеющим экспериментального
обоснования, поскольку испытания коротких элементов на воздействие
циклической нагрузкой ранее не проводились.При соотнесении отмеченных обстоятельств с созданием единого
метода расчета коротких элементов, который должен учитывать изменение
основных факторов, вида нагружения, а также характера нагружения,
становится очевидной необходимость разработки расчета выносливости
коротких элементов, подвергающихся действию крановой нагрузки.На основе исследований коротких консолей промышленных зданий при
воздействии многократно повторной нагрузкой были установлены
особенности напряженно-деформированного состояния, а также
закономерности в сопротивлении консолей, рассмотренные в гл.З.При выборе принципиального подхода к расчету на выносливость
принимались во внимание два основных момента.Прежде всего, то, что в нормах из-за отсутствия достаточно
обоснованной теории усталостной прочности железобетона расчет
конструкций на выносливость ведется по условиям прочности при
статическом нагружении с введением коэффициентов, учитывающих
снижение прочности материала.189
Другим моментом являлось то, что проведенные экспериментальные
исследования при различных циклических характеристиках показали, что
разрушение коротких консолей колонн происходило в результате усталости
сжатой полосы или растянутого арматурного пояса. Это позволяет считать,
что многократно повторное нагружение не изменяет видов разрушения
коротких консолей. Таким образом, разработанная расчетная модель
реализуется в коротких элементах при действии многократно повторной
нагрузки.На основании сказанного целесообразно при разработке расчета
выносливости коротких элементов использовать подход, принятый в нормах,
приняв за основу расчетную модель и результаты исследований.Выносливость сжатой полосыОсобенностью разрушения по сжатой полосе при многократно
повторном нагружении является появление зоны усталости бетона по длине
полосы. При малых значениях коэффициента асимметрии цикла и высоком
уровне нагружений зона усталости занимает полную или большую часть
расчетной полосы. Это позволяет считать, что выносливость консоли по
сжатой полосе определяется выносливостью бетона. При изменении
циклических характеристик изменяются размеры зоны разрушения без
изменения вида и характера разрушения.Рис.5.52.	Линиирегрессии выносливости
сжатой полосы консолиЭкспериментально установлено, что при увеличении циклов нагружения
и уменьшении коэффициента асимметрии цикла несущая способность
коротких консолей по сжатой полосе снижается. В процессе испытаний были
установлены пределы выносливости по сжатой наклонной полосе, которые190
составляли Qfi* = 0,55$?'при р=0,135 и Q™ = 0,1Q7 при p=0,35, где 0™-
опытная разрушающая сила при статическом нагружении.На основании опытных данных построены линии регрессии
выносливости сжатой полосы (рис.5.52), а также графики выносливости
сжатой полосы и бетонных призм в зависимости от циклической
характеристики р (рис.5.53). Сопоставление графиков изменения
выносливости сжатой полосы и бетонных призм показывает, что они имеют
одинаковый характер при незначительных отклонениях по величине. Это
позволяет еще раз убедиться в том, что выносливость сжатой полосы в
консолях определяется выносливостью бетона.Рис.5.53. Изменение
выносливости сжатой полосы
консолей в зависимости от
коэффициента асимметрии
цикла1	- для призм; 2 - для консолей.Таким образом, при расчете выносливости сжатой зоны консоли могут
быть использованы расчетная схема консоли и расчетные зависимости, на
основании которых производится расчет при статическом нагружении, и в
которые вводится коэффициент уы условий работ, учитывающий снижение
прочности бетона при многократно повторном нагружении.В результате рассмотренного расчет выносливости сжатой полосы
консоли производится по условиюQ = <P\rb\Rbblbsine	(5-8°)Коэффициент уы может определяться по графикам линий регрессии
выносливости, показанным на рис.5.52, в зависимости от значения
циклической характеристики р.Поскольку проведенные исследования показали, что выносливость
сжатой полосы незначительно отличается от выносливости бетонных призм,
коэффициент условий работы уы можно определять по таблицам норм также
в зависимости от коэффициента асимметрии цикла.191
Выносливость растянутого арматурного поясаНа основании характера разрушения растянутого арматурного пояса
можно судить о том, что разрушение растянутой зоны при статическом и
многократно повторном нагружении принципиально одинаково. В одном
случае наступает при напряжениях в продольной арматуре, равных пределу
текучести, в другом - при разрыве арматуры в результате усталости. Это
позволяет сделать вывод о том, что выносливость растянутого пояса
определяется выносливостью арматуры, что вид разрушения соответствует
расчетной схеме, принятой при статическом нагружении.В результате проведенных экспериментальных исследований были
установлены пределы выносливости по растянутому поясу. Их величины в
зависимости от коэффициента асимметрии цикла составляли Q“sl = 0,5Q1^1
при р=0,35, где Q™- опытная разрушающая сила при статическом
нагружении.Рис.5.54. Линии регрессии выносливости растянутого арматурного
пояса консолиРезультаты испытаний позволили построить линии регрессии
выносливости арматурного пояса (рис.5.54). Кроме того, построены графики
зависимости изменения выносливости арматурного пояса и арматурных
стержней от изменения циклической характеристики р (рис.5.55).
Сопоставление графиков выносливости показывает, что характер изменения
выносливости пояса и стержней одинаков; отличие по величине
незначительно.192
Рис.5.55. Изменение выносливости консолей по растянутому
арматурному поясу1 - для призм; 2 - для консолей.На этом основании можно сделать вывод о том, что выносливость
растянутой зоны обеспечивается выносливостью арматуры.По аналогии со сжатой полосой можно считать, что при расчете
выносливости растянутого пояса может быть использована расчетная схема и
зависимости, соответствующие расчету при статическом нагружении. При
этом в расчетную зависимость по растянутому поясу вводится понижающий
коэффициент у8з.На основании рассмотренных позиций расчет выносливости растянутого
пояса коротких консолей производится по условиюQ ^ <Psrs3RsAs‘ge	(5-82)Коэффициент ys3 находится на основе приведенных линий регрессии
выносливости, показанных на рис. 5.54, в зависимости от значений
циклической характеристики р.Так как выносливость арматурного пояса незначительно отличается от
выносливости стержней арматуры, коэффициент у8з можно определить также
по таблицам норм.193
Общая структура
нового метода расчета коротких элементовНовый метод расчета охватывает целый класс коротких элементов и на
основе единой расчетной модели оценивает практически все возможные
особенности работы коротких элементов. К ним относятся: особенности,
связанные с различными видами коротких элементов; изменение
многочисленных факторов, схем нагружений, видов нагружений, характера
прикладываемой нагрузки.Целесообразно рассмотреть так называемую общую структуру нового
метода расчета.Основу структуры разработанного метода (рис.5.56) составляет единая
расчетная модель, представляющая собой каркасно-стержневую систему,
предполагающую два вида расчета: по сжатой полосе и растянутому поясу.
Основополагающими параметрами модели являются угол наклона сжатых
полос, рабочая ширина полос, а также величина предельных напряжений в
бетоне сжатой полосы и в арматуре растянутого пояса.Ряд обстоятельств обосновывают два в некотором смысле
принципиальных подхода к нахождению ключевых точек расчетной
системы, определяющих оси и угол наклона расчетных полос для коротких
балок и коротких консолей.Для коротких балок принято считать, что ключевые точки в нижней
части располагаются ца оси продольной арматуры в местах пересечения с
линиями, проходящими через центр опорных нагрузок, в верхней части - на
верхней грани элемента в местах пересечения с равнодействующими усилий,
расположенными слева и справа от оси грузовой площадки. Соединение этих
точек образует расчетную стержневую модель коротких балок.Для коротких консолей верхняя ключевая точка располагается на уровне
продольной арматуры в месте пересечения с линией, проходящей через центр
груза. Угол наклона расчетной полосы определяется как угол наклона оси
полосы, проходящей через указанную ключевую точку параллельно линии,
соединяющей внутреннюю грань опорной площадки на уровне продольной
арматуры с вершиной нижнего угла примыкания консоли к колонне.Определение положения ключевых точек для опорных консолей ригелей
с подрезками и консолей колонн в принципе одинаково. Отличие
заключается в следующем.Для опорных консолей ригелей нижняя ключевая точка определяется на
уровне продольной арматуры консоли в месте пересечения с
равнодействующей опорных сил. Угол наклона расчетной полосы
определяется как угол наклона оси полосы, проходящей через названную
ключевую точку параллельно линии, соединяющей внешнюю грань194
ОБЩАЯ РАСЧЕТНАЯ СХЕМАОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИКУголнаклонасжатойполосы6РасчетнаяширинасжатойполосыlbБетонRbАрматураRsРис. 5.56. Структура нового метода расчета коротких элементов195
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИКПоперечнаяарматураСхеманагруженийСовместное
действие
вертикакаль-
ных и
горизонталь¬
ных силМногократноповторноенагружениеКосвенное
армирование
под опорной
площадкойРис. 5.56. Структура нового метода расчета коротких элементов
(продолжение)196
опорной площадки на уровне продольной арматуры консоли с центром
тяжести сосредоточенных за подрезкой вертикальных хомутов на уровне
верхней продольной арматуры ригеля.Принцип определения рабочей ширины сжатой полосы является
единым. Расчетная ширина сжатой полосы определяется в зависимости от
размеров грузовых и опорных площадок. Таким образом, для коротких балок
расчетная ширина имеет два значения и определяется поверху в зависимости
от размеров грузовой площадки, понизу - в зависимости от размеров
опорной площадки. В результате в коротких балках ширина полосы поверху
и понизу различна, что требует в общем случае расчет полосы производить
дважды - для верхней и для нижней частей.В коротких консолях ширина расчетной полосы является одинаковой по
длине полосы и определяется размерами площадки, передающей нагрузку.В зависимость для определения ширины расчетной полосы вводится
коэффициент ф1, учитывающий две характерные особенности напряженного
состояния: характер распределения напряжений по ширине полосы,
требующий ограничить расчетную полосу; конструктивные решения,
приводящие к увеличению размеров ширины полосы, например случай
косвенного армирования под грузовой площадкой. Величина коэффициента
установлена для каждого характерного случая.Условность выделения расчетных полос, многочисленные изменения
факторов и ряд других особенностей влияют на величину предельного
сопротивления бетона сжатой полосы. В рамках принятой модели была
обоснована целесообразность учета трех основных видов указанных влияний
путем введения соответствующего коэффициента, значения которого
определялись либо обосновывались. Назовем эти коэффициенты с
характеристикой факторов, определяющих их значение: коэффициент фь,
учитывающий влияние массива бетона, окружающего расчетную полосу;
коэффициент фшз, учитывающий влияние поперечной арматуры на
сопротивление сжатию бетонной полосы; коэффициент фы, учитывающий
снижение прочности бетона в результате многократно повторного
нагружения при соответствующих циклических характеристиках. Эти
коэффициенты исследовались, величины их определялись и обосновывались.Величина предельного сопротивления в растянутом арматурном поясе, а
именно в растянутой арматуре, корректируется в двух случаях: в случае
жесткого, монолитного соединения элементов с опорой, когда необходимо в
соответствии с экспериментальными данными увеличить величину
предельного сопротивления, путем введения коэффициента ф5,
установленного для каждого вида конструкций; в случае учета влияния
многократно повторного нагружения, снижающего предельное
сопротивление арматуры, путем введения коэффициента ys, установленного в
зависимости от циклических характеристик.К основным методикам расчета, являющимся составными частями
нового метода, следует отнести методику расчета поперечной арматуры,197
методику расчета элементов при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил, а также методику расчета выносливости коротких
элементов.Новый метод расчета предусматривает два подхода к расчету
поперечной арматуры. Первый соответствует принятому в нормах
эмпирическому подходу, согласно которому определяется коэффициент,
учитывающий повышение прочности сжатой полосы в соответствии с видом,
расположением и количеством поперечной арматуры. Второй подход
является основным, он позволяет оценить физическую работу поперечной
арматуры. Принцип второго подхода заключается в оценке двух функций,
выполняемых поперечной арматурой в сжатых полосах: косвенного участия
арматуры в работе полосы, повышающего в бетоне сопротивление развитию
поперечных деформаций, и прямого участия арматуры в работе сжатой
полосы на основе разработанного критерия оценки работы поперечной
арматуры, суть которого заключается в том, что степень участия арматуры в
работе полосы определяется проекцией усилий в арматуре, расположенной
под углом к полосе, соответственно на поперечную и продольную оси
сжатой полосы.Разработанный метод расчета прочности коротких элементов позволяет
производить расчет прочности при совместном действии вертикальных и
горизонтальных сил. Основу этой методики составляет определение усилий в
сжатой полосе бетона и в растянутом арматурном поясе на основе
равновесия усилий в узлах стержневой расчетной модели при передаче
горизонтальных сил на уровне грузовой опорной площадки.Новый метод расчета также включает в себя расчет коротких элементов
на выносливость по сжатой полосе и растянутому арматурному поясу.
Методика расчета характеризуется тем, что она отражает подход, принятый
нормами, при котором влияние многократно повторного нагружения
учитывается снижением прочности материала.Согласно новому методу расчет выносливости производится по сжатой
полосе и растянутому поясу; при этом коэффициенты, учитывающие влияние
многократно повторного приложения нагрузки, определяются по линиям
регрессии выносливости, построенным на основе экспериментальных
данных.Кроме того, возможен другой путь определения коэффициентов,
учитывающих снижение прочности. Они могут определяться по нормам для
соответствующего материала с учетом некоторого расхождения с
предлагаемым способом.198
Конструирование коротких элементов хотя и является инженерной
задачей, в данном случае рассмотрение этого вопроса необходимо.Новый метод расчета коротких элементов обеспечивает возможность
рационального использования поперечной арматуры и способствует
созданию эффективных видов армирования таких конструкций, как колонны
промышленных зданий с консолями, двухветвевые колонны с перемычками и
подкрановыми ригелями, ригели с подрезками и др.Однако решение этой проблемы на уровне проектирования было бы
несколько преждевременным без экспериментального обоснования
предлагаемых видов армирования в связи с тем, что новый метод расчета еще
не имеет опыта в практике проектирования, а также в связи с высокой
ответственностью коротких элементов.Общий принцип конструирования
коротких элементовРасчетная модель нового метода позволяет определять рациональное
армирование коротких элементов на основе его влияния на сопротивление
сжатой полосы, определяющей прочность элементов.Общий принцип армирования коротких элементов заключается в
выборе, который осуществляется на основе предлагаемого метода расчета
поперечной арматуры, вида и расположения поперечной арматуры, наиболее
эффективно повышающих прочность сжатой полосы в каждом конкретном
случае.Эффективные виды армирования
коротких элементовЭффективные виды армирования коротких элементов разрабатывались
на основе указанного общего принципа, т.е. на основе расчетной модели и
предлагаемого метода расчета поперечной арматуры. Схемы предлагаемых
видов армирования подробно рассматривались и иллюстрировались во
втором разделе.Короткие консолиКороткие консоли, рассматриваемые в настоящей работе, представлены
консолями колонн и опорными консолями ригелей с подрезками.Короткие консоли колонн. Разработано четыре вида эффективного
армирования коротких консолей. Одновременно проводились испытания
консолей с ранее применяемым типовым решением. Схемы армирования
консолей приведены во втором разделе и на рис.6.1.К первому виду отнесем натурные консоли промышленных зданий с
типовым армированием. Его отличительная особенность - применение в199
качестве поперечной арматуры горизонтальных хомутов и отдельно стоящих
отгибов, расположенных в двух уровнях по высоте консоли.Рис 6.1. Конструктивные решения коротких консолей колонн ригелей с
подрезкойа,б,в,г, - колонны; е - ригелей с подрезкой; д - опорной площадки консолей
колонн; ж - опорной площадки ригелей.Ко второму виду отнесем натурные консоли, в армировании которых
отдельно стоящие отгибы не применялись. На основании экспериментальных
исследований, результаты которых рассматривались в третьем разделе, было
установлено, что применение отдельно стоящих отгибов является
неэффективным по двум установленным причинам: они незначительно
повышают несущую способность консолей; рабочий наклонный участок
составляет примерно четвертую-пятую часть от общей длины.Изменению подвергалась арматура, повторяющая контур консоли. Ранее
в типовых решениях продольная арматура у свободного края консоли
изгибалась по форме консоли и выполняла три функции: работа на
растяжение в опорном сечении, осуществление анкеровки рабочей части за
счет отгиба и армирование по контуру консоли. Поскольку опыты
показывают, что контурная арматура не участвует в работе консоли, в
данном варианте диаметр этой арматуры был снижен почти в 2 раза.
Анкеровка арматуры осуществлялась путем приварки к закладной детали
консоли, являющейся опорной площадкой; и принималась таковой во всех
отдельных случаях. В качестве поперечной арматуры применялись
горизонтальные хомуты, роль которых в работе сжатой полосы заключается
в препятствии развитию поперечных деформаций в бетоне полосы. Как
показали опыты, горизонтальные хомуты в коротких консолях, как правило,200
растянуты, их угол наклона к оси полосы незначителен. Этим объясняется
более эффективное косвенное участие горизонтальных хомутов в работе
полосы. Для того чтобы повысить степень участия в работе полосы
горизонтальных хомутов, был увеличен примерно в 1,5 раза диаметр хомутов
и в 1,3 раза уменьшен их шаг. Такое конструктивное решение
экспериментально обосновывалось на натурных консолях колонн среднего и
крайнего ряда (рис.6.1,а).Следующий вид армирования исследовался на образцах консолей
колонн и представлял собой армирование горизонтальными хомутами, а
также отогнутыми в пределах консоли вдоль сжатой полосы несколькими
продольными стержнями, армирующими подкрановую часть колонны. Тем
самым предполагалось осуществить прямое участие в работе на сжатие
отогнутой вдоль полосы арматуры (рис.6.1,в).В качестве другого вида было принято армирование консолей сварными
сетками, расположенными с равномерным шагом по высоте консоли и
ориентированными перпендикулярно оси расчетной полосы. Тем самым
усиливалось препятствие развитию поперечных деформаций в двух
направлениях по сечению расчетной полосы. Такое решение основывается на
стремлении повысить эффективность косвенной работы горизонтальных
хомутов (рис.6.1,г).Следующим видом эффективного армирования являлось армирование
горизонтальными хомутами и использование в работе анкеров опорной
площадки при увеличении их длины и при очертании, повторяющем
траектории главных сжимающих напряжений (рис.6.1,д). В этом случае
также осуществлялось прямое участие в работе сжатой полосы анкеров
закладной детали.Опорные консоли ригелей с подрезками. Рассмотрим исследуемые виды
армирования консолей и приопорных зон ригелей с подрезками.Для сопоставления и экспериментальной оценки испытывались опорные
участки с ранее применяемыми типовыми решениями. Типовое армирование
предусматривало армирование опорных участков мощными наклонными
стержнями, имеющими сложную по исполнению и расходу стали анкеровку с
помощью опорной закладной детали. Как говорилось, пластина пятигранной
формы вырезалась из листовой стали, при этом значительная часть
неиспользованного металла уходила в отходы. Большое количество
сварочных работ, строгое центрирование деталей повышали трудоемкость и
расходы на изготовление. Использование наклонного стержня,
расположенного у вершины подрезки, исключает необходимость увеличения
сосредоточенной у подрезки арматуры. В результате в нижней части ригеля
образуется слабоармированный участок, тем самым создаются условия для
развития трещин, имеющих начало именно в этой зоне.В качестве эффективного принималось армирование консоли и
приопорной зоны крюкообразным хомутом (рис.6.1,е,ж). Наклонные стержни
хомута, расположенные в пределах консоли, осуществляют прямое участие
наклонного стержня в работе сжатой полосы. Кроме того, за счет сварки201
наклонных стержней с опорной площадкой осуществляется анкеровка
площадки, за счет перегиба, т.е. крюка, - анкеровка первого за подрезкой
хомута поверху, за счет [ - образной по ширине нижней части - анкеровка
крюкообразного хомута выполняют соответствующую функцию.В качестве других видов предлагаемого армирования принималось
многовариантное расположениё сосредоточенных за подрезкой хомутов.
Основным из них является применение в качестве сосредоточенного хомута
большого диаметра. Более эффективным оказалось применение нескольких
стержней вертикальных хомутов, объединенных в пакет. Применение
спаренных хомутов различной высоты, а также спирали в качестве пакета
либо в качестве рассредоточенных с разной интенсивностью витков спирали
дает хорошие показатели. Испытывались опорные консоли с применением
сосредоточенного □ - образного хомута из листовой стали.Короткие балкиСовершенствование коротких балок производилось на примере
перемычек над проходами и подкрановых ригелей. Рассматривались ранее
применяемые типовые решения.Перемычки над проходами. Типовое решение, ранее применяемое в
перемычках, предусматривало армирование горизонтальными хомутами,
спаренными в одном уровне петлеобразными хомутами.В результате малонагруженная средняя часть перемычек оказывалась
усиленно армированной. В зоне передачи нагрузки применялись сварные
сетки; арматура ветвей колонны доводилась до верхней грани перемычек.Рис.6.2. Конструктивные
решения перемычек над
проходами в надкрановой
части колонна - типовое решение; б - с
отгибом продольной арматуры; в
- с применением поперечной
арматуры в виде спирали; г - с
отверстием.В качестве предлагаемых решений применялись обычные
горизонтальные хомуты при одинаковом остальном армировании (рис.6.2,а).202
В другом случае для повышения несущей способности перемычек по сжатой
полосе внутренние продольные стержни отгибались в направлении
приложения силы вдоль расчетной полосы (рис.6.2,б). Таким образом,
отогнутые стержни колонны принимали прямое участие в работе полосы.
Возможность такого конструктивного решения обосновывалась опытными
данными, которые свидетельствовали о том, что верхние части стержней
колонны являлись ненагруженными либо слабонагруженными участками.Для повышения эффективности использования отогнутых вдоль полосы
стержней предлагается армировать перемычки закладными деталями,
представляющими собой грузовую площадку с анкерами, ориентированными
и удлиненными вдоль расчетной полосы (рис.6.2,г). При этом стержни
арматуры выполняют одновременно функцию анкеров и рабочих стержней,
воспринимающих сжатие по полосе.В другом случае в качестве арматуры использовалась спираль,
выполняющая три функции при изменении интенсивности шага по высоте
перемычке. Имея максимально учащенный шаг понизу, она выполняет роль
растянутой арматуры. При более разреженном шаге в средней части спираль
является как бы горизонтальными хомутами и косвенно участвует в работе
сжатой полосы. Учащенный шаг в верхней части обеспечивает спирали
возможность препятствовать разрушению бетона под опорной площадкой в
результате смятия (рис.6.2,в).В случае применения опорной площадки со стержнями, которые
условно назовем рабочими анкерами, а также в случае применения спирали
внутренние стержни арматуры ветвей колонны можно укорачивать и не
доводить до верхней грани.Подкрановые ригели. Так как в напряженном состоянии подкрановых
ригелей и перемычек нет принципиальных отличий предлагаемые виды
армирования подкрановых ригелей принципиально одинаковы с
армированием перемычек и учитывают лишь особенности работы ригелей.
Опыты показали, что наличие отогнутой арматуры в ранее применяемых
типовых решениях незначительно увеличивает несущую способность
подкрановых ригелей. Так же как в консолях, рабочая длина отдельно
стоящей отогнутой арматуры составляет четвертую-пятую часть от общей
длины. На этом основании от применения неэффективного вида арматуры
можно отказаться. Таким образом, оставшаяся поперечная арматура в виде
горизонтальных и вертикальных хомутов будет являться облегченным видом
армирования; в зависимости от диаметра и шага каждого вида стержней
можно повышать степень ее участия в работе расчетной полосы (рис.6.3,а).К другим видам армирования также относится армирование спиралью и
армирование горизонтальными хомутами при отгибе внутренних стержней
ветвей колонны по направлению к надкрановой части колонны вдоль сжатой
полосы (рис.6.3,6).В качестве конструктивных решений анкеровки растянутой арматуры
рассматривалось использование анкерных стержней грузовых площадок,203
переходящих с помощью вертикально отогнутой части в продольную
арматуру (рис.6.3).Разновидности коротких элементовСовершенствование видов армирования производилось на примере
ростверка свайных фундаментов. Исследовалось изменение количества
продольной арматуры. Напомним, что разрушающая нагрузка почти в 2 раза
превосходила усилие, при котором должна наступить текучесть в
продольных стержнях; при этом разрушение происходило по растянутому
поясу. При разработке метода расчета этот факт учитывался коэффициентом
ф8, величина которого была установлена на основе опытов. Объяснением
такого факта служило наличие монолитного соединения ростверка со сваями,
когда часть растягивающих усилий воспринималась сваями-опорами.С целью совершенствования армирования поперечной арматурой была
рассмотрена возможность не применять поперечную арматуру либо снизить
ее диаметр и шаг при высоких ростверках, соответствующих типовым
действующим решениям (рис.6.4).204
Оценка предлагаемых видов армирования
на основе экспериментаПри испытании коротких консолей колонн наибольшую прочность по
сжатой полосе показали консоли, имеющие грузовую площадку с рабочими
анкерами и консоли, имеющие отогнутые в направлении сжатой полосы
стержни, затем консоли, армированные сварными сетками, и консоли с
горизонтальными хомутами. Изменение прочности, соответствующее
каждому виду армирования, показано на рис.6.5,а. При этом сопоставление
опытных и расчетных прочностей показывает, что предлагаемый метод
расчета согласуется с результатами опытов.Рис.6.5. Изменение расчетной (1) и опытной (2) несущей способности
коротких элементов при различных видах армированияа - для консолей колонн; б - для опорных консолей; в - для перемычек; г - для
подкрановых ригелей.При испытании опорных консолей и приопорных зон ригелей выявлено,
что наибольшую несущую способность имеет опорный участок ригелей,
армированных пакетом сосредоточенных за подрезкой хомутов, затем
ригелей с сосредоточенным хомутом большого диаметра, спаренным с205
укороченным по высоте хомутом, затем ригелей, армированных спиралью
(рис.6.5,6). Применение спирали, пакета хомутов и одного сосредоточенного
хомута соответствует незначительным изменениям прочности.
Сопоставление опытной и расчетной прочности показывает, что опытные и
расчетные данные согласуются при небольших отклонениях. Это позволяет
судить о том, что методика расчета поперечной арматуры отражает
физический характер работы арматуры и исследуемых видов армирования в
целом.Испытания перемычек над проходами с рассматриваемыми видами
армирования (рис. 6.5,в) показали, что наиболее высокая несущая
способность соответствует перемычкам, армированным горизонтальными
хомутами и отогнутыми в направлении сжатой полосы стержнями арматуры.
Меньшая несущая способность соответствует перемычкам, армированным
спиралью; однако снижение прочности по сравнению с прочностью
перемычек, армированных обычными горизонтальными хомутами,
незначительно. Незначительные отклонения опытной и расчетной несущей
способности позволяют судить о том, что предлагаемая методика расчета
поперечной арматуры отражает ее физическую работу при
удовлетворительно оценке степени ее участия. При этом был определен
коэффициент, корректирующий величину напряжений в отогнутой вдоль
полосы арматуре. Его величина рассматривается в седьмом разделе.Несущая способность подкрановых ригелей, армированных
горизонтальными и вертикальными хомутами, по сравнению с ригелями, в
которых применялась отдельно стоящая отогнутая арматура, снижается
незначительно (рис.6.5,г). Наиболее высокую несущую способность имели
подкрановые ригели с отогнутой вдоль сжатой полосы арматурой. Меньшая
несущая способность соответствовала ригелям, армированным спиралью,
при относительно небольшом отличии от прочности образцов, армированных
вертикальными и горизонтальными стержнями. На основании сопоставления
опытной и расчетной несущей способности (рис.6.5,г) можно сделать вывод,
что предлагаемая методика расчета поперечной арматуры отражает
закономерности изменения прочности подкрановых ригелей при изменении
видов армирования.Уменьшение количества вертикальных хомутов не влияет на несущую
способность ростверка свайного фундамента, поскольку разрушение
происходит по растянутому поясу. На этом основании можно считать, что
при высоких ростверках и их монолитном соединении со сваями-опорами
несущая способность по сжатой полосе гораздо выше несущей способности
по растянутому поясу. В связи с этим можно снизить диаметр и увеличить
шаг вертикальных хомутов.Выбор рационального вида поперечной арматурыНа основе критерия оценки работы поперечной арматуры,
рассмотренного в пятом разделе, можно производить выбор рационального в
каждом случае вида поперечной арматуры.Принцип выбора рационального вида поперечной арматуры заключается206
в том, что на основе критерия оценки ее работы устанавливается наибольшее
значение одной из двух функций, выполняемых арматурой. Напомним, что
согласно предлагаемой методике расчета поперечной арматуры
рассматривается ее косвенное и прямое участие в работе сжатого подкоса.
Таким образом, в зависимости от взаимного расположения арматуры
относительно наклонной сжатой полосы находится проекция усилия в
арматуре соответственно на поперечную и продольную оси полосы. Степень
участия арматуры в работе полосы при этом определяется величиной
соответствующей проекции.Таким образом, при малых значениях угла наклона между арматурой и
поперечной осью сопротивление, оказываемое арматурой развитию
поперечных деформаций в бетоне полосы, будет наибольшим. В этом случае
следует считать, что такая арматура является рациональной при ее
использовании как косвенной арматуры. При малых значениях угла наклона
между арматурой и вертикальной осью полосы наибольшей будет проекция
ее усилия на продольную ось полосы. В этом случае она является
рациональным видом арматуры при ее использовании для прямого участия в
работе сжатой полосы.При этом очевиден и тот факт, когда проекции усилий в одной и той же
арматуре на поперечную и продольную оси будут близкими по значению.
Такой вид и расположение следует считать рациональными в равной степени
как при косвенном, так и прямом участии арматуры в работе полосы.Следует добавить, что при выборе рационального вида арматуры
должны учитываться и технологические показатели. Естественно, что
арматура должна быть наиболее сконцентрированной в пределах полосы.
Экспериментальные исследования показали, что наиболее рациональным
является сочетание относительно небольших диаметров арматуры с
невысоким значением шага арматуры. При этом наиболее эффективным
является шаг поперечной арматуры, который не превышает расчетной
ширины полосы.Таким образом, выбор рационального вида поперечной арматуры в
коротких элементах производится на основе разработанной методики расчета
этой арматуры. Критерием рациональности при этом является степень
участия поперечной арматуры в работе расчетной полосы.Конструктивные формы коротких элементовИсследование напряженно-деформированного состояния коротких
элементов позволило выявить наиболее напряженные зоны. Логичным
следствием этого является построение расчетной модели, которая
всесторонне исследовалась и обосновывалась. На основе построения
расчетной модели в коротких элементах могут быть выделены
малонапряженные участки, расположенные между сжатыми полосами.
Практически это означает, что в месте расположения этих участков могут
быть предусмотрены своего рода отверстия треугольного или круглого
очертания.207
Как говорилось выше, были испытаны короткие консоли колонн,
перемычки над проходами, подкрановые ригели (рис.6.1). Результаты
свидетельствуют о том, что устройство отверстий подобного рода в коротких
элементах не снижает прочности (рис.6.5) и может рассматриваться как
совершенствование конструктивных форм коротких элементов.Следует также отметить, что удаление малонагруженных участков,
расположенных с внешних сторон расчетных полос ростверка, не снижает
его несущей способности. Такое конструктивное решение является
возможным при ленточном нагружении ростверка нагрузкой, передаваемой
несущими стенами, и может рассматриваться как совершенствование
конструктивной формы.В результате испытаний натурных консолей ригелей дано
экспериментальное обоснование возможности снижения высоты консоли в
опорном сечении при кранах высокой грузоподъемности, что также можно
считать облегчением конструктивной формы.Таким образом, рассмотренные возможности облегчения и в этой связи
совершенствования формы коротких элементов, получившие
экспериментальное обоснование, еще раз подтверждают правильность
расчетной модели, составляющей основу нового метода расчета.Практическое применение
рациональных видов армирования коротких элементовПри создании эффективных видов армирования ставилась задача
разработать варианты армирования коротких консолей колонн, опорных
консолей ригелей, перемычек над проходами и подкрановых ригелей
двухветвевых колонн, обеспечивающие простую технологию изготовления, и
необходимую гарантию безопасности при эксплуатации, а также снижающие
металлоемкость.Для коротких консолей колонн наиболее рациональным явилось
армирование горизонтальными хомутами, снижение диаметра арматуры,
повторяющей контур консоли, а также анкеровка продольной арматуры за
счет приваривания к грузовой площадке. Такой вид армирования коротких
элементов был использован при проектировании коротких консолей типовых
колонн серии I.424.I-6.Для перемычек над проходами в надкрановой части колонн в качестве
рационального вида было принято армирование обычными горизонтальными
хомутами без спаривания в средней части перемычек, как это было принято
ранее в типовых решениях. Такой вид армирования использован при
пересмотре типовых решений и разработке типовых колонн серии 1.427-6.Для подкрановых ригелей двухветвевых колонн наиболее рациональным
видом армирования явилось армирование вертикальными и горизонтальными
хомутами с равномерным шагом по высоте и ширине ригеля. Такое решение
было использовано при пересмотре типовых решений и разработке типовых
двухветвевых колонн серии 1.424-9.При разработке новых типовых решений ригелей с подрезками было
использовано исследуемое армирование приопорной зоны в виде208
сосредоточенных за подрезкой вертикальных хомутов; в качестве
продольной арматуры консоли применялись горизонтальные стержни,
приваренные к опорной площадке, имеющей анкерные вертикальные
стержни, расположенные в пределах консоли. Такое решение в качестве
основополагающего было использовано в типовой серии ИИ-04 и 1.020.Оценка экономического эффекта рассмотренных выше видов
армирования рассматривается в седьмом разделе.Общая оценка конструирования коротких элементовОбщим для рассмотренных видов армирования является отказ от
применения отдельно стоящей отогнутой арматуры, расположенной в одном
уровне (например, у подкрановых ригелей), либо в двух уровнях по высоте
элемента (например, у консолей колонн). Обоснованием этого служит
непропорциональность расхода арматуры и оказываемого ими влияния на
прочность.В каждом виде исследуемых вариантов армирования поперечная
арматура выбиралась таким образом, чтобы она максимально оказывала
влияние на сопротивление растянутой полосы. Осуществлялось это на основе
единой модели нового метода расчета, а также на основе критерия оценки
работы поперечной арматуры, полученного при разработке методики расчета
поперечной арматуры.Экспериментальное обоснование всех видов предлагаемого армирования
показало, что общим для всех случаев является повышение прочности
коротких элементов по сжатой полосе при расположении вдоль полосы
рабочих стержней арматуры.Наиболее удачным и принципиально одинаковым для всех коротких
элементов является устройство грузовых и опорных площадок со стержнями,
выполняющими роль рабочей арматуры и анкерующих стержней.
Применение таких опорных и грузовых площадок значительно увеличивает
несущую способность расчетной полосы и короткого элемента в целом.Имеет место повышение рационального использования применяемых
видов стержней за счет равномерного нагружения их по длине, а также за
счет совмещения выполняемых функций, например, роли анкерующих и
рабочих стержней.Предпочтение следует отдавать традиционным видам арматуры -
горизонтальным и вертикальным хомутам. Совместное применение этих
двух видов поперечной арматуры при их различной интенсивности
расположения дает в каждом случае заранее определенный эффект. Простота
изготовления каркасов с таким видом поперечной арматуры обеспечивает
широкое их применение.Таким образом, выбор рационального вида поперечной арматуры на
основе критерия оценки работы поперечной арматуры является
целесообразным, поскольку на его основе возможно осуществлять
армирование, обеспечивающее эффективное использование арматуры и
дающее экономию материалов.8 - 8186209
VII.	ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА НОВЫХ МЕТОДОВ
РАСЧЕТА И КОНСТРУИРВОАНИЯ
ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕОценка новых методов расчета
на основе результатов экспериментаВ результате проведенных экспериментов разработаны два новых
метода расчета коротких элементов, рассмотренных в пятом разделе. Первый
метод разрабатывался для главы СНиП И-21-75 и основывался на
эмпирическом подходе. Второй метод является основным методом расчета,
осуществляющим единый подход к оценке прочности различных видов
коротких элементов, и основывается на расчетной модели.Рассмотрим оценку каждого метода расчета на основе сопоставления с
экспериментальными данными.Для того чтобы оценить, как представленный эмпирический метод
расчета отражает фактическую несущую способность коротких элементов, а
также для того чтобы рекомендовать данный метод к использованию в
практике проектирования, было рассчитано около 300 образцов консолей и
коротких балок, которые испытывались разными авторами. В основном этот
вопрос освещался в пятом разделе при определении границы безопасности, в
качестве которой было принято условие, обеспечивающее прочность
консолей при изменении видов разрушения, не рассматриваемых в данной
работе. В настоящем разделе в табл.7.1 приводятся результаты сопоставления
опытных и расчетных, данных для их рассмотрения в целом для всех видов
коротких элементов. Кроме того, приводятся данные по сопоставлению
результатов расчета по предлагаемому методу и ранее принятому в нормах.Таблица 7.1Результаты согласованности опытных и расчетных данных по новому методу на
основе эмпирического подхода к оценке прочности и подхода СНиП№п/пВиды коротких
элементовНовый методГ лава СНиП В1. -62QcHuna,Cx-v calc
zZH.mQ'es,QcalcQ,es‘Qcalca/ho1.Короткие консоли
без поперечной
арматуры1,471,850,720,1 - 0,6
0,6 -1,01,252.Короткие консоли споперечнойарматурой1,872,930,720,1 - 0,6
0,6 -1,01,53.Короткие балки безпоперечнойарматуры1,852,450,830,1 - 0,6
0,6 -1,01,34.Короткие балки сгоризонтальнымихомутами2,53,070,830,1 - 0,6
0,6 -1,01,2210
Следует отметить значительные отклонения опытных и расчетных
данных в сторону запаса прочности. Это происходит вследствие того, что
предлагаемый метод не учитывает работы поперечной арматуры, а также
вследствие того, что образцы коротких элементов, испытанных разными
авторами, отличаются неоднородностью конструктивных решений. Однако
метод расчета, используемый в нормах, дает большее отклонение, чем
предлагаемый метод. В среднем расчетная несущая способность по
предлагаемому методу увеличивается в 1,3 раза при a/ho<0,6. При a/ho>0,6 в
расчете по ранее принятой зависимости наблюдалось недооценка прочности
при среднем значении отклонений Q^/Q**10, равном 0,77. Предлагаемый
метод повышает степень безопасности; значения соотношений Q^VQ0810,
приведенные в табл.7.1, соответствуют a/ho=0,1-1,0. В этом заключается
эффективность нового метода. Введение в расчетную зависимость
повышающего общего коэффициента не целесообразно, т.к. это приведет к
увеличению соотношения результатов опыта и расчета, меньших единицы, и
тем самым снизит степень безопасности.Рассмотрим результаты сопоставления опытной и расчетной несущей
способности испытанных коротких элементов и рассчитанных по новому
методу, основывающемуся на расчетной модели.Результаты расчета приведены в табл.7.2-7.16, составленных для
соответствующих видов коротких элементов. В таблицах приведены
значения расчетной прочности, определенной в соответствии с
коэффициентами, значения которых рассматривались в пятом разделе, а
также в соответствии с общими коэффициентами, учитывающими
отклонение фактического напряженного состояния от расчетного. Значения
этих коэффициентов определялись из предварительного анализа
сопоставлений, их величина будет рассматриваться при соответствующем
анализе результатов.МаркаобразцовСтатическоенагружениеРасчет по СНиП
11-21-75Расчет по предлагаемой
методикеQtest,кН(Гс,кНQ,esl(р7Qtest по формулам
(5.16), (5.56)
кНQ,eslQcalc5К-1с3552161,633031,175К-4с4202161,943571,185К-5с3432161,593031,135К-6с3792161,743181,185К-7с3782161,753301,145К-8с4012161,853571,128*211
Таблица 7.3Результаты опытов и расчета консолей колонн
при статическом нагруженииМаркаобразСтатическоенагружениеРасчет по СНиП! 1-21-75Расчет по предлагаемой
методикецовQbtesl,Qs*81,calc
Vs »Qb1*10,Q,ei,кНкНкНкНQ,aU:кНкНQcak2К-1н2651-1910-1,42660-1,02К-1н2140-1710-1,252212-0,982К-2н1683-1425-1,181623-1,041К-1н1386-1140-1,21287-1,081К-2н1027-1045-0,98976-1,051К-1с355-184-1,9257-1,31К-2с388-230-1,66318-1,22К-1с240-138-1,74193-1,2ЗК-lc215-184-1,4186-1,155К-2с464-216-2,15363-1,275К-Зс386-216-1,8323-1,24К-2с-220-1661,33-1901,156К-1с-260-1661,56-1901,3Таблица 7.4Результаты опытов и расчета консолей колонн при многократно повторном
нагружении№п/пСерияМаркаобразцовМногократно
повторное
нагружение, кНРасчет по
предложенной
методикеРасчет по СНиП
Н-21-75Qb**Qs**Qb^,кНQs^,кНQ,esl
Q“*Qb^,кНл calc '
Vs ,кНQ,euQcalc1II2К-Зм132-138,2-1,091-1,452IIIЗК-2м150-143,5-1,0492-1,63IV4К-2м-154-1341,12---4VI6К-4м-130-981,3---Таблица 7.5Результаты расчета консолей колонн при совместном
действии вертикальной и горизонтальной силМаркаобразцовОпытная
разрушающая
Q™ кНРасчет по СНиП И-21-75Расчет по новому методукНQ,eslQcalcкНQ,eslQcalc5КГ-1с355222,01,63221,КГ-1-1315200,11,573001,05КГ-1-2271166,31,632940,92КГ-1-3198123,81,62200,9КГ-Н-13582311,552981,2КГ-Н-23612391,513141,15КГ-Н-З3632471,473301,1212
Таблица 7.6Результаты расчета опорных консолей ригелей с подрезками№п/пМаркаобразцовa/h0cОТ,кНПо СНиП
И-21-75
кНQ,es‘QПо новому
методу 2“с,
кНQUS,Qcatc1Р-Зб0,93732441,523561,042Р-1а0,93702481,493481,063Р-2п0,95143311,554461,154Б-1л0,94653021,544281,085БМ-1-10,93752501,53820,986Р-За1,53641642,24020,917Р-2л1,54943261,514491,098Р-4л1,54973281,544611,089Р-4а1,55003301,515640,910Б-132,53252151,473611,1ИБ-162,52681771,562690,99Таблица 7.7Результаты расчета ригелей по наклонному сечению,
проходящему через подрезку№п/пМаркаQtest,кНQca,c,кНg,es,QcalcОS1Qteslq:o1cВидразрушения1Р-164285350,803791,12Т-12Р-1в5216050,864721,10Т-23Р-1г5186390,814621,12Т-24Р-1л3945050,785651,07Т-15Р-1п3534640,763501,00Т-26Р-Зп2954670,633100,95Т-27Р-4п4285060,843711,15Т-18Р-53204980,642821,13Т-29Р-62823090,882241,26Т-210Р-92123070,691911,10Т-211Р-103233700,872901,11Т-212Б-1а3815220,733511,08Т-213Б-1п4455460,813561,26Т-114Б-33075100,603230,95Т-115Б-43575190,683281,08Т-216Б-53764630,812961,27Т-117Б-63855060,763201,20Т-118Б-73314630,713001,10Т-119Б-82884620,622990,96Т-120Б-93945120,773351,17Т-221Б-103554630,763151,13Т-122Б-113784390,863021,25Т-123Б-123604370,822951,22Т-124Б-143364130,812791,20Т-225Б-201331390,961151,15Т-126Б-211912010,951601,18Т-127Б-221061180,90881,20Т-128Б-231161710,681280,91Т-129БГ-1-14105840,703641,12Т-130БГ-2-13664950,733341,07Т-231БГ-3-13504710,743151,11Т-2213
Таблица 7.8Результаты расчета прочности опорных консолей при совместном действии
вертикальной и горизонтальной сжимающей силМарка образцов0еStI/*'QC&lC0мкНкНкн’БГ-1-2518+604431,16БГ-1-3525+1004761,10Таблица 7.9Результаты расчета наклонного сечения, проходящего через подрезку при совместном
действии вертикальной и горизонтальной растягивающей силМарка образцовQtest,Ntest,QcalcQlestкНкНкНQ^БГ-2-235053,53051,08БГ-2-331692,52821,15Таблица 7.10Результаты расчета прочности консолей при совместном действии вертикальной
и горизонтальной растягивающей силМарка образцовQtest,Ntest,Q-,QtestкНкНкНQшБГ-2-42501852411,07БГ-2-52601862301,13Таблица 7.11Результаты расчета прочности опорной консоли по сжатой полосе при совместном
действии вертикальных сил и опорного изгибающего моментаМарка образцовкНтт testНм ,кНQ^,кНQ,eslQБМ-1-2495155180,95БМ-1-3500305540,90БМ-1-4495545820,85БМ-2-2525304771,10БМ-2-3528545171,02Таблица 7.12Результаты расчета коротких балокМаркаобразцовРазрушающаянагрузкаptestкНРасчет по СНиП Н-21-75Расчет по предлагаемому
методуpcaJcкн’ptestpeakpcateкНptestpeale123456Б-114506172,3512981,12Б-213106172,1212591,04Б-311506171,8611760,98Б-414406172,3313631,06214
Продолжение таблицы 7.12.123456Б-516256172,6314501,12Б-610553612,929491,11Б-77503612,086951,08Б-812203613,3812320,99Б-913153613,6412991,01Б-1014003613,8812791,09Таблица 7.13Результаты расчета перемычек над проходамиМаркаобразРазрушающая
нагрузка, кНРасчет по СНиПРасчет по предлагаемому
методуцовFbtestFstestp^calcкн’Fs^,кНpieatpcalcp^calcкн’pcalcкНf'eupeakП-1-1-672-3002,24-7400,91П-1-29289283834203,422,2101210200,920,91П-1-31050-486-2,161055-1,0П-1-41140-590-1,931077-1,06П-1-51244-800-1,561102-1,13П-2-11050-486-2,161055-1,01П-2-2-650-2212,94-5241,24П-2-39909904864082,042,4310559700,941,02П-3-11215-486-2,51188-1,02П-3-2109010904869512,241,15105511701,030,93П-3-31150-486-2,371188-0,97Таблица 7.14Результаты расчета подкрановых ригелейМаркаобразцаРазрушающая
нагрузка, кНРасчет по СНиП II-21-75Расчет по предлагаемому
методуFbtestF^Fb^,Fs^,ptesiFbcalc,Fscalc,piesiкНкНpeakкНкНpcalcПП-11700-831-2,051564-1,09ПП-21055-499-2,11956-1,1ПП-3143514358317761,73135210501,061,851,37ПП-41300-499-2,61255-1,04ПП-51750-499-3,511536-1,14ПП-6940-499-1,88863-1,09215
Таблица 7.15Сопоставление результатов опыта и расчета перемычек
при совместном действии вертикальных и горизонтальных силМаркаобразцовРазрушаю
щая нагрузка
F1"*, кНРасчет
по СНиП 2.21-75Расчет по предлагаемому
методукНpiesipeakF°ateкНpiesipcalcП1-512448001,5611721,03ГТГ-110708031,339401,1ГТГ-29608101,278801,09ПГ-38018021,07801,03Таблица 7.16Сопоставление результатов опыта и расчетаМаркаобразцовРазрушаю
щая нагрузка
F^kHРасчет
по СНиП 2.03.01-84Расчет по предлагаемому
методуF^,кНplesipcalcрса1с}кНpiesipcalcСР-120508842,319281,01СР-219308812,219281,00СР-320758872,218771,13Для оценки нового метода расчета на основе результатов эксперимента
целесообразно рассмотреть величины отклонений Qtcst/Qalc либо ptest/prcalc> а
также соотношения расчетных несущих способностей, определенных по
новому методу и по СНиП Н-21-75 (табл.7.17-7.19). Анализ приведенных
результатов проведем с «указанием ранее определенных значений опытных
коэффициентов, учитывающих отклонение результатов опыта и расчета.Таблица 7.17Результаты согласованности опытных данных и расчетных, полученных по новому
	методу и по СНиП Н-21-75,при разрушении по сжатой полосе	№п/пОбразцы коротких элементовНовый методСНиПИ-21-75о са,сQ‘eslQca,cФьQ,es,г^СНиПо са,с1Короткие консоли колонн без
поперечной арматуры1,11,01,471,342Короткие консоли с
поперечной арматурой1,151,01,871,633Опорные консоли ригелей с
подрезками1,071,21,511,414Короткие балки без
поперечной арматуры1,031,01,861,815Короткие балки с поперечной
арматурой1,061,02,52,366Перемычки над проходами1,111,02,232,017Подкрановые ригели
двухветвевых колонн1,091,01,91,74216
Таблица 7.18Результаты оценки опытных данных и расчетных, полученных по новому метоОу и по
СНиП 11-21-75, при разрушении по растянутому поясу№п/пОбразцы коротких
элементов1}овый методСНиП11-21-75О (:a,r
xZcHuIl0 (:ak
iZH.MQcalc<PsQ,eu1Короткие консоли
колонн1,21,01,451,212Короткие балки1,151,01,31,133Перемычки над
проходами1,01,21,71,74Подкрановые ригели1,2U1,351,465Ростверкидвухветвевых колонн1,171,41,271,09Таблица 7.19Технико-экономическое сравнение вариантов армирования консолей колонн№п/пВид
армирования,
показанный на
рисункахРасход арматуры, кгМасса
арматур
ы на
одну кон
соль, кгОбъембетона,м3продольнойА8поперечнойХомутыAswОтгибыAs,incКонтур
ы А»Сетки
С-1; С-
21Рис.2.10, а274,428,617,44,181,50,862Рис.2.10,6, в2711,2-5,1-43,30,7863Рис.2.11, б2711,2-5,1-44,10,7864Рис.2.11, в274,4-5,17,644,10,7865Рис.2.11, а2711,210,85,1-54,10,786Новый метод расчета оценивает два вида разрушений - по сжатой
полосе и по растянутому поясу. В этой связи значения средних величин
отклонений q^Vq0®10 приводятся соответственно видам разрушения. В
таблицы включены значения опытных коэффициентов, о которых говорилось
выше.Анализируя приведенные в таблицах результаты, можно сказать, что
новый метод расчета прочности дает хорошее приближение к опытам.
Среднее значение q^/q0*10 сравнительно близко к единице и составляет 1,03-
1,1. Среднеквадратичное отклонение составляет 1,07.217
Эффективность новых методов расчетаЭффективность эмпирического нового метода расчета заключается в
том, что он увеличивает изменение основных факторов, определяющих
прочность коротких элементов и тем самым более полно учитывает
физический характер работы коротких элементов по сравнению с ранее
принятыми нормами. Кроме того, расчетная зависимость предлагаемого
метода расчета осуществляет единый подход с методом принятым в нормах,
к расчету наклонных сечений балок без поперечной арматуры. К
эффективности данного метода также можно отнести простой вид расчетной
зависимости, что облегчает процесс проектирования. С экономической точки
зрения можно отметить, что увеличение расчетной прочности в среднем в 1,3
раза по сравнению с ранее принятой в нормах способствует, в конечном
счете, снижению расхода материалов.В развитие эмпирического метода разработан новый метод расчета,
основывающийся на расчетной модели и осуществляющий единый подход к
расчету различных видов коротких элементов. Рассмотрим эффективность
нового метода расчета.Основываясь на расчетной, физически обоснованной модели, новый
метод отражает два вида разрушения - по сжатой наклонной полосе и по
растянутому арматурному поясу.Условия прочности основываются на предельном состоянии, при
определении которого учитываются многочисленные факторы, влияющие на
прочность коротких элементов. Назовем основные факторы, а также способ
учета их.При определении угла наклона сжатых полос учитывается схема
нагружения. При определении ширины расчетной полосы определяющим
фактором является размер грузовых и опорных площадок.Величина предельных напряжений в сжатой полосе устанавливается с
учетом влияния окружающего полосу массива бетона, влияния поперечной
арматуры на сопротивление сжатию в бетонной полосе, а также влияния
характера приложения нагрузки.Величина предельных напряжений в арматуре растянутого пояса
устанавливается с учетом видов опирания коротких элементов и характера
прикладываемой нагрузки.Показателем эффективности нового метода расчета является новый
подход к расчету поперечной арматуры, принципом которого является
определение степени участия арматуры в работе сжатой полосы.
Рассматриваются две функции, выполняемые поперечной арматурой,
расположенной под углом к сжатой полосе: ее сопротивление развитию
поперечных деформаций в бетоне полосы и ее прямое участие в работе
полосы.На основе предлагаемого критерия оценки работы поперечной арматуры
в полосе можно определить эффективный вид и расположение поперечной
арматуры в каждом конкретном случае.218
Эффективность нового метода расчета характеризуется также
способностью на основе расчетной модели производить расчет коротких
элементов при совместном действии вертикальных и горизонтальных сил.
Такой вид нагружения соответствует условиям эксплуатации многих
коротких элементов. Принцип расчета заключается в том, что условие
прочности в сжатых полосах и в растянутом поясе определяется из условия
равновесия сил в узлах стержневой модели.Другая характеристика эффективности нового метода расчета
заключается в его способности производить расчет выносливости сжатых
полос и растянутого пояса при многократном повторном нагружении.
Принцип предлагаемого расчета выносливости заключается в том, что в
условие прочности к расчетному сопротивлению вводится коэффициент,
учитывающий снижение прочности в результате воздействия на элемент
многократно повторного нагружения. Величина понижающего коэффициента
может определяться на основе линии регрессии выносливости, полученной
при экспериментальных исследованиях.В рассмотренных выше таблицах приведены величины соотношенийрасчетных несущих способностей Qcymi/Qhm. > анализ которых показывает,
что несущая способность, определенная по новому методу, в среднем на 75%
выше несущей способности, определенной по СНиП II-21-75. Это высокий
процент. Тем самым определяется эффективность нового метода расчета,
приводящая, в конечном счете, к экономии материала.Следует отметить, что рассматриваемый метод расчета, позволяющий
производить расчет выносливости, повышает расчетную величину по
сравнению со СНиП И-21-75 на 80%, то есть значительно. В этом также
заключается потенциальная возможность снижения расхода материала при
проектировании коротких консолей колонн и подкрановых ригелей,
воспринимающих крановую нагрузку.Следует отметить, что новый единый метод расчета разработан впервые
для целого класса коротких элементов и ряд вопросов решался впервые, а
именно: многие, исследуемые в этой работе, факторы, схемы нагружения,
совместность действия горизонтальных и вертикальных сил, расчет
поперечной арматуры, расчет выносливости. Таким образом, новый метод
расчета охватывает целый комплекс вопросов, связанных с характером
работы класса коротких элементов; этим определяется широкая область его
действия.Для обеспечения безопасности получены и экспериментально
обоснованы условия, ограничивающие область действия нового метода.
Рассматривая расчетные зависимости нового метода совместно с граничными
условиями, можно видеть область эффективности предлагаемого метода
относительно СНиП И-21-75 (рис. 7.1.).219
Рис.7.1. Сопоставление графиков расчетных зависимостей1 - lsup/h0=0.1\ 2 - lSup/ho=0.2] Z - lSup/ho=0.3] 4 - lsup/h0=0.5\ 5 - lsup/ho=0.7.Технико-экономический анализ новых видов армированияНа основании нового метода расчета были разработаны виды
эффективного армирования коротких консолей колонн, консолей с
облеченной формой при устройстве отверстий в малонапряженных участках,
а также натурных консолей при уменьшении высоты опорного сечения и
облегченном армировании горизонтальными хомутами. В табл.7.19
приводятся технико-экономические показатели предлагаемых
конструктивных решений.Новый вид армирования, принятый в натурных консолях при снижении
высоты опорного сечения, является наиболее эффективным, расход арматуры
по сравнению с ранее применяемым типовым армированием сокращается на
48% для двухконсольных образцов и на 38% для одноконсольных образцов;
объем бетона для консольных частей колонн при уменьшении высоты
консоли на 20% снижается на 12% для среднего ряда и на 6% для крайнего
ряда колонн.Другие виды эффективного армирования имеют соответствующие
показатели, приведенные в табл.7.19.Новый вид армирования и новый метод расчета были приняты за основу
при проектировании типовых колонн промышленных зданий, ежегодное
производство которых в СССР до 1990 года составляло около 20 млн. м2. В
расчете на эту цифру ежегодная экономия стали могла составить 3,0 тыс. т,
бетона - 10,4 тыс. м3.В табл.7.20 приведены технико-экономические показатели эффективных
видов армирования опорных консолей и приопорных участков ригелей с
подрезками. Армирование с применением сосредоточенных за подрезкой
вертикальных хомутов является наиболее простым с точки зрения220
технологии изготовления и экономичным, по расходу стали. По сравнению с
ригелями, имеющими отогнутые на опоре стержни, что ранее являлось
типовым армированием, экономия арматуры при армировании опорных
частей одного ригеля составляет 26%.Таблица 7.20Технико-экономические показатели предлагаемых видов армирования опорных участковригелей с подрезками№п/пВид армирова
ния,
показанный
на рисункахРасход арматуры, кгМасса
армату
ры на
одну
опору, кгЗакладнаядетальХомутыAswОтогнута
я армату
pa As,mcСоередоточенныехомутыAswlПродольнаяарматураконсолиAsc1Рис.2.20, а3,750,73,80,35-8,62Рис.2.20, б2,30,7-2,01,46,53Рис.2.20, в2,30,7-1,141,45,64Рис.2.20, ж2,30,7-1,071,45,65Рис.2.20, е2,30,7-0,731,45,06Рис.2.20, з1,90,7-1,51,45,4Это решение было принято за основу при проектировании типовых
ригелей каркасов межвидового назначения серий 1.20 и ИИ-04. При
ежегодном производстве такого рода сооружений 17,0 млн.м2 экономия стали
составляет 2,5 тыс.т в год.Другие виды эффективного армирования имеют соответствующие
показатели, приведенные в табл.7.20.Наиболее эффективным по расходу арматуры и увеличению прочности
является армирование крюкообразным хомутом. По сравнению с ранее
применяемым типовым решением экономия арматуры для опорных частей
одного ригеля составляет 38%.В табл.7.21 приведены технико-экономические показатели эффективных
видов армирования перемычек над проходами и подкрановых ригелей
двухветвевых колонн. Наиболее простым видом армирования перемычек
является армирование горизонтальными хомутами, расположенными в одном
уровне с равномерным шагом по высоте перемычек. По сравнению с
типовым решением, когда горизонтальные хомуты располагались в двух
уровнях, образуя «перехлесты» в средней части перемычек, расход стали при
обоснованном уменьшении высоты перемычек на 30 см сократился на 10%,
бетона - на 20%. Такой вид армирования был принят при проектировании
типовых колонн серии 1.427.1-6. При ежегодном производстве
промышленных зданий 20,0 млн.м2 экономия стали составляет 1,1 тыс.т,
бетона - 9,0 тыс.м3 в год.Наиболее простым с точки зрения технологии изготовления явилось
армирование подкрановых ригелей двухветвевых колонн горизонтальными и
вертикальными хомутами; при этом экономия арматуры по сравнению с221
ранее применяемым армированием с использованием отдельно стоящих
отгибов составила до 41%. Такое армирование было принято при разработке
типовых колонн серии 1.426-1-9. При ежегодном производстве
промышленных зданий 20,0 млн.м2 экономия расхода стали составит 3,2 тыс.
т в год.Таблица 7.21Технико-экономические показатели эффективных видов армирования коротких балок
(перемычек и подкрановых ригелей двухветвевых колонн)Виды
армирования,
показанные
на рисункахРасход арматуры, кгРасходбетона,м3Масса
арматур
ы на I
перемы
чку
(ригель)
, кгПродольнаяAsХомут
ы AswОтгибыAs,incВет
ви AsvСеткиС-1ЗакладнаядетальМ-1Перемычки над проходамиРис.2.30,а10,414,2-3211,52,40,670,5Рис.2.30,б,в10,42,3-105,75-0,339,45Рис.2.20,в10,41,8-185,75-0,335,95Рис.2.30,г5,64,6-25322,40,640,8Подкрановые ригелиРис.2.32,а32,5477116,4--1,43166,9Рис.2.32,б32,547-16,4--1,4395,9Рис.2.32,в-51,5-12,4--1,4363,9Рис.232,г32,526,5-17,8--1,1076,8Более подробно были рассмотрены виды армирования, использованные
в типовых решениях. Технико-экономические показатели других видов
армирования являются более высокими и открывают перспективу развития
видов армирования коротких элементов. Следует отметить, что
рассмотренные в данной работе эффективные виды армирования и
конструктивные формы являются примером совершенствования
проектирования коротких элементов на основе нового метода расчета.Практическое использование новых методов расчета и
конструирования при проектировании коротких элементовНовый метод расчета коротких элементов, основанный на эмпирическом
подходе, разрабатывался для новой главы норм и был включен в СНиП II-21-
75 в главу по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. Это
обеспечило широкое применение эмпирического метода расчета при
проектировании коротких элементов в период действия данных норм.Новый метод расчета коротких элементов, основывающийся на
расчетной модели, разрабатывался для новый главы норм и был включен в
СНиП 02.03-01-84 в главу по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций при расчете коротких консолей колонн, а также в пособие по
проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и222
легких бетонов без предварительного напряжения арматуры (к СНиП02.03.01-84).Новый метод расчета опорных консолей ригелей с подрезками также
был включен в пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелых и легких бетонов (к СНиП 02.03.01-84).
Предварительно при пересмотре типовых решений ригелей с подрезками
новый метод расчета был включен в «Рекомендации по расчету ригелей с
подрезками для каркасов зданий межвидового назначения», составленные
ЦНИИЭП ТБЗ и ТК и НИИЖБ в 1984 году.Новый метод расчета коротких балок, перемычек, подкрановых ригелей
двухветвевых колонн был принят за основу при разработке рекомендаций по
расчету коротких элементов, производимой в НИИЖБ.Таким образом, предлагаемый метод расчета широко используется при
проектировании коротких железобетонных элементов. Новые виды
армирования коротких консолей колонн, разработанные на основе нового
метода расчета, были использованы ЦНЙИпромзданий при разработке
типовых железобетонных колонн серии 1.424.1-6. Ежегодная экономия по
расходу стали составляет 3,0 тыс. т, по бетону - 10,4 тыс. м3 при
производстве промышленных зданий около 20,0 млн. м2 в год.Разработанные виды армирования перемычек над проходами и
подкрановых ригелей использованы при разработке типовых колонн серий1.427.1-6	и 1.426.1-9. Ежегодная экономия составляет 4,3 тыс. т по стали и 9,0
тыс. м3 по бетону при производстве промышленных зданий около 20,0 млн.
м2 в год.Разработанные виды армирования опорных консолей и приопорных
участков ригелей использованы при пересмотре типовых решений ригелей с
подрезками серий ИИ-04 и 1.020. Ежегодная экономия стали составляет 2,5
тыс. т при выпуске зданий межвидового назначения около 17,0 млн. м2 в год.В опытном порядке в процессе пересмотра типовых решений на основе
нового метода расчета были разработаны рабочие чертежи консолей колонн с
уменьшенным расходом металла (дополнение к серии КЭ-01-49, выпуски I,
V) и внедрены на заводах стройиндустрии.Сопоставление технического уровня отечественных и зарубежных норм
проектирования коротких элементовЦелесообразно на примере коротких консолей колонн, как наиболее
распространенных в строительстве, рассмотреть уровень метода расчета
консолей колонн в сопоставлении с зарубежными нормами. Это дает
возможность не только установить экономическую эффективность метода, но
и определить перспективы его развития.Для сопоставления были приняты строительные нормы, действующие в
России, в ЕКБ (Европейский комитет по бетону), в Германии, в США и в
Италии. В процессе анализа рассматривались основные факторы,
определяющие прочность консоли, такие, как относительное количество223
лпродольной арматуры Цх = ——; относительное расстояние силы от граниbh0колонны a/ho, а также длина опорной площадки lsup.Характерно, что принятые для анализа нормы рекомендуют прочность
коротких консолей при действии сосредоточенной силы определять в том
или ином соотношении с сжатой наклонной полосой и с растянутом
горизонтальным участком консоли. Остановимся поочередно на каждом виде
расчета.Прочность консолей по наклонной сжатой полосе бетона. Расчет
производится согласно расчетным схемам, в построении которых
основополагающим моментом является выбор угла наклона сжимающих
напряжений и ширины расчетной полосы бетона. Определение этих величин
в каждых нормах производится по-разному.В СНиП 2.03.01-84, т.е. по предлагаемому методу основной угол
наклона сжимающих напряжений принято определять как угол наклона к
горизонтали линии, соединяющей точку пересечения внешней грани опорной
площадки и продольной оси растянутой арматуры с вершиной угла
примыкания консоли к колонне. В нормах США и Германии основной угол
наклона сжимающих напряжений определяется как угол наклона линии,
соединяющей центр груза на уровне горизонтали, проходящей через вершину
угла примыкания консоли к колонне. В этом заключается одно из отличий
расчета. Центр опорной реакции условно принимается на расстоянии 0,4* от
грани консоли, где х = 0,54d (d - рабочая высота сечения консоли).В большинстве случаев угол наклона сжатой полосы, принятый в
нормах России выше, исключение составляет случаи, когда размеры опорных
площадок велики.В нормах ЕКБ и Италии угол наклона сжатой полосы определяется как
угол наклона линии, соединяющей центр груза на уровне растянутой
арматуры с точкой пересечения равнодействующей нормальных сжимающих
напряжений в опорном сечении консоли с вертикалью, проходящей через
опорное сечение. Центр эпюры нормальных сжимающих напряжений
определяется эмпирической зависимостью.Ширина расчетной полосы в нормах России определяется по размерам
опорной площадки, в нормах Германии - в зависимости от высоты сжатой
зоны в нормальном опорном сечении. Расчетная ширина бетонного подкоса,
как таковая, в нормах ЕКБ, США и Италии не определяется.Расчет прочности сжатой наклонной полосы в нормах России
производится по условиям прочности, полученным на основе предельного
состояния в наклонной полосе бетона, согласно расчетной схеме, в нормах
США, ЕКБ, Германии и Италии - по эмпирическим зависимостям.При сопоставлении расчетных зависимостей разных норм проводилось
исследование этих зависимостей при изменении факторов - a/ho, Ц* и lsup.
Построение графиков расчетных условий прочностей консолей
производилось в зависимости от параметра 7a/ho. При этом поочередно224
изменялись сначала величина ho, потом величина а, но так, чтобы их
соотношение не превышало единицы, что соответствует коротким консолям
(рис.7.2.-7.3.). Кроме того, рассматривались графики условий прочности приРис. 7.2. Графики расчетных зависимостей коротких консолей по
сжатой и растянутой зонеизменении количества продольной арматуры консоли, принималось два
значения - 0,5 и 1,0%, а также при изменении длины опорной площадки,
которая изменялась в последовательности - 20, 30, 40, 50, 60 см. Включение
в анализ параметров щ и lsup объясняется тем, что условия прочности
содержат в себе тот или иной параметр. С этих позиций сопоставление и
исследование расчетных условий представляет интерес. Изменение
параметра lsup в широких пределах целесообразно с той точки зрения, что
нормы России включают ряд ограничений расчетной формулы и необходимо
для того, чтобы выявить пределы, а также исследовать сами ограничения, как
условия прочности и включить их в процесс сопоставления.Приведем результаты анализа в порядке изменения названных величин.
На рис.7.4 показаны графики расчетных условий по сжатой полосе при
переменной величине h0 в соотношении a/h0 и при щ, равном 0,5 и 1,0%. В
целом, расчетные зависимости всех норм имеют тенденцию к повышению
несущей способности при уменьшении величины a/ho. Самую высокую
расчетную прочность показывают формулы СНиП 2.03.01-84. Расхождение с225
нормами США достигает 100% при a/ho = 0,4-0,5. Относительно других норм
разрыв увеличивается с уменьшением a/ho. В общем соотношение графиков
отличается значительным расхождением, особенно для a/ho = 0,1-0,6. На
увеличение процента армирования консоли продольной арматурой
реагируют нормы ЕКБ, США и Германии. Несущая способность сжатой
полосы бетона повышается в среднем на 30% при увеличении ц* в 2 раза. При
этом сближаются графики норм Италии и Германии.Рис. 7.3. Графики расчетных зависимостей коротких консолей по
сжатой и растянутой зонеВ случаях, когда в соотношении a/h0 переменной является величина а,
разрыв между графиками условий прочности по СНиП 2.03.01-84 и нормам
США сокращается и не превышает 1-5%. Графики зависимости по нормам
ЕКБ и Италии изменяют характер. С увеличением a/ho наблюдается их рост в
противоположность остальным графикам. Расхождение между
зависимостями, кроме СНиП 2.03.01-84 и норм США, остается значительным
при опорных площадках lsup > 30 см и изменяется от 25 до 100%; при lsup = 20,
30 см сокращается в среднем до 30%. При этом самыми близкими по
характеру, а также по величине являются графики, построенные по
зависимостям СНиП 2.03.01-84 и норм США. С увеличением количества
растянутой арматуры консоли в 2 раза, ц, = 1,0% возрастает уровень226
графиков по нормам США на 20%, по нормам Германии - на 100%, по
нормам ЕКБ - на 25%.Рис. 7.4. Графики расчетных зависимостей коротких консолей по
сжатой зонеРассмотрим поведение графиков расчетных формул при изменении
параметров lsup и Л. На увеличение длины опорной площадки реагирует
расчетная зависимость СНиП 2.03.01-84 при росте несущей способности
пропорционально размерам опорной площадки. При lsup = =30 см расчетная
величина несущей способности ограничивается. Это ограничение
распространяется в пределах а/ho = 0,1-0,6 при переменной величине а. В
случае изменения в а/ho величины h ограничение не имеет действия. В этом
случае расчетная зависимость СНиП 2.03.01-84 значительно превышает
зависимости ЕКБ и США, расхождение составляет 40-200% (рис.7.5).При увеличении высоты опорного сечения от 60 до 100 см (см.рис.7.5)
графики зависимостей по нормам России и США почти не имеют
расхождений, то есть одинаково реагируют на увеличение высоты и в
среднем показывают повышение несущей способности в 1,7 раза при
увеличении высоты в 1,67 раза. Несущая способность по нормам ЕКБ
возрастает в 1,2 раза, при этом максимальный разрыв составляет 220%
относительно расчетных зависимостей норм России и США.Ограничение минимальных значений расчетной зависимости по СНиП2.03.01-84 (назовем его нижней границей) вступает в силу при опорных
площадках /оп = 30 см и h = 100 см. Это граничное условие сокращает227Vs = 0,5%
l5up = 50
h - переменная
величинаVs = 1%LP = 50
h - переменная
величинац, - 1%
h = 100; lsup - 50
я - переменная
величинац5=0,5%
h = 100; lsup = 50
a - переменная
величина
расхождение между расчетными формулами СНиП 2.03.01-84 и норм США
до 10-15%. Область действия нижней границы расчетной формулы СНиП2.03.01-84 находится в пределах a/ho = 0,6-1,0.Рис. 7.5. Графики расчетных зависимостей коротких консолей по
сжатой зонеВ зарубежных нормах ограничение имеет расчетная зависимость США.
Оно вступает в силу при переменных а, область действия ограничения
находится в пределах alho = 0,1-0,5. При проектировании коротких консолей
наиболее распространенными являются консоли с размерами опорных
площадок, равными lsup = 30 см, то есть случаи, когда условие СНиП 2.03.01-84
не имеет ограничений. Поэтому в дальнейшем сопоставление производится по
зависимости СНиП 2.03.01-84.Прочность консолей по горизонтально растянутому поясу. Характерно,
что расчетные зависимости всех рассматриваемых норм имеют единый
характер, близкий по значению друг к другу. Наибольшую расчетную
несущую способность показывают нормы ЕКБ, наименьшую - СНиП 2.03.01-
84. Максимальное расхождение составляет 20-25%. Графики несущей
способности показаны на рис.7.1 и 7.2. Расхождение между графиками
сокращается при уменьшении количества продольной арматуры от 1,0 до
0,5%.Целесообразно рассмотреть совместно графики несущей способности по
сжатой полосе бетона и по растянутому арматурному поясу (рис.7.2 и 7.3).228
При небольших процентах армирования ц* = 0,5% определяющим является
расчет по растянутому поясу при a/ho = 0,7-1,0 при переменной величине Л,
при a!ho, равному 0,3-1,0, когда переменной является величина а. При
увеличении процента армирования \is до 1,0% определяющим будет расчет
по сжатой полосе бетона на всем диапазоне a/ho, когда переменной
величиной является h, и на уч’астке а/ho = 0,1-0,7 при переменной величине а.На основании проведенного анализа можно сделать следующие выводы.Зависимости всех норм по расчету растянутого арматурного пояса в
консолях имеют одинаковый характер и близкие по величине значения.Зависимости норм России и США по расчету сжатой наклонной полосы
бетона имеют одинаковый характер и близкие по величине значения.
Исключение составляют случаи, связанные с увеличением высоты консоли,
когда расчетная несущая способность консоли по нормам России
максимально превышает несущую способность, определенную по нормам
США, примерно на 100%.Графики расчетных зависимостей норм ЕКБ и Италии меняют свой
характер при переменной а в соотношении a/ho и приобретают тенденцию к
снижению расчетной прочности при уменьшении величины a/ho. Это
является полной противоположностью другим зависимостям.Расчетная прочность сжатой полосы бетона, определенная по нормам
ЕКБ и Италии, имеет невысокое значение по сравнению с нормами России и
США и наибольшее отклонение составляет 250-140% при а/ho = 0,1-0,6.Расчетные формулы норм ЕКБ, Италии и Германии при расчете сжатой
полосы незначительно реагируют на изменение высоты консоли и длины
опорной площадки. При этом увеличивается разрыв между указанными
зависимостями и зависимостями норм России и США, максимальное
отклонение составляет 100%.Ограничения, принятые в нормах России для расчетной формулы при
определении прочности сжатой полосы, действуют при lsup > 30 см на участке
a/ho = 0,1-0,6; ограничения по нижней границе при а/ho = 0,6-1,0.Расчетная формула СНиП 2.03.01-84 работает без ограничений при lsup <
20 см и переменной величине а в соответствии с a/ho, а также при любых
значениях lsup и при переменной величине h.При небольших процентах армирования \is = 0,5% определяющим при
расчете консолей будет расчет по растянутому поясу в пределах a/ho = 0,7-
1,0 при переменной величине Лив пределах a/ho = 0,3-1,0 при переменной
величине а для всех рассматриваемых норм.При увеличении процента армирования ц* = 1,0% определяющим будет
расчет консолей по сжатой полосе для всех рассматриваемых норм.По проведенным исследованиям видно, что в основе расчета коротких
консолей, в рассматриваемых нормах лежит расчетная схема, связанная с
выделением сжатой наклонной полосы. Однако реализуется эта схема по-
разному, так как графики условий прочности имеют значительные
расхождения. Перспективность развития методов расчета на основании229
расчетной схемы, принятой в нормах России, подтверждается
вышеизложенными исследованиями. Расчетные зависимости норм России
при использовании некоторых приближенных решений разрабатывались на
основе расчетной схемы и физически отражают предельное состояние при
разрушении по сжатой полосе и растянутому поясу. Нормы США расчетную
формулу строят чисто на эмпирическом подходе и это является менее
перспективным. Развитие методов расчета, принятого в СНиП 2.03.01-84,
целесообразно в направлении расширения области действия расчетных
зависимостей и в направлении уменьшения области ограничений при
совершенствовании оценки работы поперечной арматуры.Актуальным является вопрос расчета поперечной арматуры. В
рассматриваемых зарубежных нормах не содержится рекомендаций на этот
счет. Поэтому зависимости норм России, в которых содержится
коэффициент, учитывающий работу поперечной арматуры, будут иметь
самую высокую расчетную прочность. В данных сопоставлениях этот
коэффициент опускался, то есть принимался равным единице.Анализ сопоставлений расчетных зависимостей показывает, что при
проектировании консолей следует создавать условия для реализации
прочности по сжатой полосе и растянутому поясу. При этом будет иметь
место экономия материалов.Целесообразно также провести сопоставление технического уровня
нового метода расчета на примере коротких балок с методом расчета,
разработанным ранее. Этот метод хотя и основывался на расчетной модели,
но все-таки оставался в значительной степени несовершенным, содержал
целый ряд условностей, принятых без экспериментальных обоснований, не
оценивал влияния многих факторов по причине отсутствия опытных данных.
Согласно этому методу прочность коротких элементов определялась
прочностью сжатой полосы бетона. Угол наклона полосы условно
принимался равным углу наклона линии, соединяющий внешние грани
опорной и грузовой площадок. Ширина расчетной полосы определялась в
зависимости от высоты сжатой зоны бетона, которая определялась по
аналогии с обычными балками. Оценка поперечной арматуры как косвенной
недостаточно обоснована опытами. В результате при изменении ряда
основных факторов этот метод расчета не отражал физической работы
коротких элементов, завышал их расчетную прочность.Однако рассматриваемый метод за счет того, что он основывался на
расчетной схеме, являлся более прогрессивным и был использован при
разработке нового метода.Направление дальнейшего развития и распространения
методов расчетаВ определенном смысле впервые разработан метод расчета коротких
элементов, основывающийся на единой расчетной модели. Он решает
проблему коротких элементов в комплексе, на основе целенаправленных230
экспериментальных и теоретических исследований. Имеется в виду оценка
влияния многочисленных факторов, схем, видов и характера нагружений,
изменяющихся с изменением разновидностей коротких элементов и условий
их эксплуатации. При этом в заранее определенной последовательности (во
многих случаях впервые) проводились экспериментальные исследования
вопросов, которые составляют комплекс проблем коротких элементов и
решение которых является преимуществом предлагаемого метода расчета.Очевидно, что новый метод расчета решить полностью проблему
коротких элементов не может. Однако он обеспечивает начало и определяет
перспективы и направления дальнейшего развития и распространения
методов расчета коротких элементов.Остановим внимание на главных направлениях развития метода расчета.Одним из основных вопросов является совершенствование расчетной
модели в направлении исследований тех условных приемов, которые были
необходимы для ее построения, хотя и являлись обоснованными.Весьма важным является вопрос армирования коротких элементов.
Разработанная методика расчета поперечной арматуры представляет собой
перспективное направление в совершенствовании этой проблемы со стороны
определения оптимального армирования, а также с позиций разработки
конструктивных требований при армировании.Впервые исследовался вопрос совместного действия вертикальных и
горизонтальных сил. Его принципиальное решение основывается на
равновесии узлов стержней расчетной модели. Целесообразно исследование
других случаев конструктивных решений передачи горизонтальных сил, а
также случаев передачи усилий в пределах высоты элементов при решении
диапазона соотношений вертикальных и горизонтальных сил.Впервые исследовался вопрос выносливости коротких элементов,
результатом явилось построение линий регрессии выносливости по сжатой
полосе и растянутому арматурному поясу. Целесообразно расширить
экспериментальные исследования при многократно повторном нагружении
при изменении видов армирования, изменении циклических характеристик в
развитие проведенных исследований с целью создания опыта
экспериментальных исследований и основы для корректирования линий
регрессии выносливости с учетом изучаемых факторов.В указанном направлении в настоящее время автором при руководстве
НИИЖБ продолжаются исследования в Пензенской государственной
архитектурно-строительной академии.Что касается распределения новых методов расчета, здесь можно
отметить следующее. Принятый в новом методе подход к оценке прочности
коротких консолей широко используется при разработке жестких узлов
сопряжения ригелей с колоннами в НИИЖБе, Свердловском проектном
институте, ЦНИИСКе им. Кучеренко, Пензенской Г АС А, Тбилисском
ВНИИЭП, ЦНИИЭПжилища, Таллинском политехническом институте и
других научно-исследовательских и учебных институтах. Широкое
использование подхода, на котором основывается новый метод расчета
коротких элементов, в нашей стране и за рубежом говорит о перспективности
разработанного метода расчета.231
СПИСОК ЛИТЕРАТУРА1.	Г.Л Баженов, Б А. Кудрин Исследование работы коротких
конструкций //Железобетонные конструкции: - Горький: ГИСИ, 1961.
Вып.37.2.	В.Н. Байков, Л.В. Байкова Определение сил сцепления арматуры
с бетоном в балках в стадии после образования трещин //Теория
железобетона. - М.: Стройиздат, 1972.3.	Т.И. Баранова Расчет коротких элементов на действие
поперечных сил //Строительство и архитектура. Разд.Б, - М.:ЦИНИС, 1976.
Вып.6.4.	Т.И. Баранова, А.С. Залесов Расчет прочности коротких консолей
на действие поперечных сил .//Бетон и железобетон.-1976.-;№9.5.	Т.И. Баранова, А.С. Залесов Новый подход к расчету коротких
элементов при действии поперечных сил.//Бетон и железобетон-1979.-№2.6.	Т.И. Баранова, А.С. Залесов, А .Я. Розенблюм, А.В. Кузин
Совершенствование армирования колонн зданий с мостовыми кранами.
//Бетон и железобетон.-1981.-№1.7.	Т.И. Баранова, Б.С. Соколов, А.В. Кузин Совершенствование
методов расчета верхних ригелей двухветвевых колонн. //Бетон и
железобетон .-1981. -№6.8.	Т.И. Баранова Проектирование перемычек над проходами в
железобетонных колоннах одноэтажных промзданий // Строительство и
архитектура. Разд.Б.-М.:ЦИНИС, 1982.Вып.5.9.	Т.И. Баранова Новый метод расчета консольных частей
железобетонных свай сельскохозяйственных зданий //Сб. статей
Республиканской конференции по ЖБК.-Полтава, 1982.10.	Т.И. Баранова, А.С. Залесов, А.В. Кузин Прочность консолей
железобетонных колонн с учетом выносливости //Сб. Всесоюзного совещания
по ЖБК.-Ташкент,1983.11.	Т.И. Баранова Новый метод расчета поперечной арматуры в
коротких элементах //Бетон и железобетон.- 1987.-ЖЗ.12.	В.М. Баташев Прочность, трещиностойкость и деформации
железобетонных элементов с многорядным армированием. -
Киев:Будивельник, 1978.13.	И.К. Белобров Деформирование бетона при действии
многократно повторяющихся и однократных кратковременных
динамических нагрузок //Сб.тр. НИИЖБ «Прочность, структурные
изменения и деформации бетона».-М.:Стройиздат,1978.14.	О.Я. Берг Исследование прочности железобетонных конструкций
при воздействии на них многократно повторной нагрузки //Труды ЦНИИС
МТС. 1956.-Вып. 19.15.	Г.И. Бердичевский, Ю.В. Дмитриев, Н.Н. Коробейников
Прочность по наклонным сечениям предварительно напряженных
железобетонных строительных балок с двухосным обжатием232
//Предварительно напряженные железобетонные конструкции
производственных зданий и инженерных сооружений.-М.:Стройиздат, 1969.16.	М.С. Боришанский Расчет отогнутых стержней и хомутов в
изгибаемых железобетонных элементах по стадии разрушения. -
М. :Стройиздат, 1946.17.	Быченков Ю.Д., Е.А. Городецкий Исследование прочности и
жесткости наружных колонн железобетонных каркасов //Строительство и
архитектура.Сер. 14, Сейсмостойкое строительство:Научн.техн.реф.сб.-
М: 1979.-Вып. 10.18.	А.П. Васильев Экспериментальное исследование сопротивления
железобетонных элементов с жесткой арматурой действию поперечной силы
при изгибе //Исследование прочности элементов железобетонных
конструкций.-М.: Г осстройиздат, 1959.Вып. 5.19.	П.И. Васильев, О.А. Рочняк Сопротивление железобетонных
балок поперечным силам.-Минск,1978.20.	Г.М. Власов Некоторые результаты исследований прочности
балок переменного сечения из обычного железобетона при действии
поперечной силы с изгибом //Исследование работы искусственных
сооружений.-Новосибирск, 1969.Вып.86.21.	А. А. Гвоздев Расчет железобетонных обыкновенных и
предварительно напряженных конструкций по предельным состояниям
//Материалы международного совещания по расчету строительных
конструкций. -М.: Г осстройиздат, 1961.22.	А.А. Гвоздев развитие теории железобетона в СССР //Бетон и
железобетон. -1964. -№8.23.	Г.А. Гениев, В.Н. Киссюк, Г.А. Тюпин Теория пластичности
бетона и железообетона.-М.:Стройиздат,1974.24.	В. А. Городецкий Прочность железобетонных колонн по
наклонным сечениям при сейсмических нагрузках //Материалы конф.
молодых ученых «Новые проблемы сейсмологии и сейсмического
строительства». - Душанбе, 1978.25.	Ю.П. Гуща, Б.П. Горячев, О.М. Рыбаков Исследование характера
упругопластичных деформаций стержневой напряженной арматуры
//Эффективные виды арматуры для железобетонных конструкций-
М. :Стройиздат, 1970.26.	П.Ф. Дроздов Крупноэлементные жилые здания из сборного
железобетона. Конструкции и расчет.-М.:Госстройиздат, 1963.27.	J1.H. Зайцев, В.Д. Чуприн Особенности напряженного состояния
в стержневом железобетонном элементе вблизи нагрузки, приложенной по
площади //Исследование стержневых и плитных железобетонных статически
неопределимых конструкций. -М.: Стройиздат, 1979.28.	Ю.В. Зайцев, В.Г. Крамарь Предварительно напряженный
железобетон (по материалам Международного конгресса).-М.:Знание,1980
(Новое в жизни, науке, технике. Сер. «Строительство и архитектура»;№5)233
29.	Ю.В. Зайцев Моделирование деформаций и прочности бетона
методами механики разрушений.-М.:Стройиздат, 1982.30.	А.С. Залесов Расчет прочности железобетонных элементов при
действии поперечных сил и кручения //Бетон и железобетон.-1976.-№6.31.	А.С. Залесов Расчет по прочности наклонных сечений. Расчет по
образованию наклонных трещин. Расчет по раскрытию наклонных трещин
//Новое в проектировании железобетонных конструкций.-
М.: Стройиздат, 1978.32.	А.С. Залесов, О.Ф. Ильин Работа элементов на действие
поперечных сил при изгибе //Сборные железобетонные конструкции из
высококачественного бетона.-М.:Стройиздат, 1976.33.	Т.С. Каранфилов, Ю.С. Волков Обзор исследований по
прочности и деформативности бетона при многократном приложении
нагрузок//Тр. ин-та Гидропроект.М., 1963.Сб.№10.34.	К С. Карапетян Влияние многократно повторной сжимающей
нагрузки на прочность. Деформативность и ползучесть бетона в зависимости
от числа циклов нагружения: Сб. науч.тр. ВНИИ транспортного
строительства.-М. 1974.Вып.77.35.	Н.И. Карпенко, Г.Н. Судаков О задачах сцепления арматурного
стержня с цилиндрическим бетонным образцом //Сцепление арматуры с
бетоном: Материалы Всесоюзного научно-технического совещания в
Челябинске.-М., 1971.36.	Н.С. Карпухин Влияние динамической нагрузки на снижение
прочности бетона. Динамика гидротехнических сооружений //Tp.V
Всесоюзного совещания.-М., 1972.37.	Н.С. Карпухин Исследования выносливости бетона под
действием многократно приложенной нагрузки //Специальные цементы и
бетоны: Тр.МИИТ.-М., 1974.Вып.441.38.	Ф.Е. Клименко О механизме влияния поперечной силы на
несущую способность сечения при изгибе железобетонных консольных
балок//Докл. Львовского политехнического института. 1960. Т.IV. Вып.2.39.	Н.Н. Коровин, В.Н. Голосов Результаты испытаний и
рекомендации по расчету железобетонных ростверков свайных фундаментов
//Промышленное строительство -1969.-№4.40.	А. П. Кудзис О прочности железобетонных изгибаемых
элементов в наклонном сечении //Железобетонные конструкции.-Вильнюс:
ВИСИ, 1972.-№5.41.	Р.Л. Маилян Расчет железобетонных конструкций по новым
нормам.-Ростов-на-Дону: РИСИ, 1975.42.	Р.Л. Маилян, П.П. Польский, А.С. Залесов Влияние формы
сечения и вида бетона на прочность наклонных сечений железобетонных
балок //Вопросы прочности, деформативности и трещиностойкости
железобетона. Ростов-на-Дону: РИСИ, 1978. Вып.6.43.	В.Н. Мастаченко Надежность моделирования строительных
конструкций. -М.: Стройиздат, 1974.234
44.	А.Ф. Милованов, В.М. Прядко Расчет изгибаемых
железобетонных элементов на поперечную силу в условиях воздействия
высоких температур.-М.: Госстройиздат, 1965.45.	В.П. Митрофанов Поперечная сила, вызывающая отрыв
растянутого арматурного пояса железобетонных балок и точность расчетных
формул //Материалы семинара «Вопросы надежности железобетонных
конструкций». -Куйбышев, 1976.46.	К.В. Михайлов, В.М. Селюков О напряженном состоянии
железобетонных белок при многократно повторяющихся нагрузках //Бетон и
железобетон. -1963. -№8.47.	Б.Н. Оныськив Исследования несущей способности
железобетонных балок без поперечного армирования по наклонным
сечениям при различных схемах загружения //Вопросы современного
строительства.-Львов: ЛПИ, 1971.№63.48.	В.А. Отсамаа Совершенствование расчетной схемы коротких
элементов при действии поперечных сил //Бетон и железобетон.-1983.-№2.49.	В.А. Отсмаа Испытание коротких железобетонных балок на
действие поперечных сил //Сб.науч.тр. Таллинского политехнического
института, 1984.50.	С.В. Поляков, Ю.С. Кулыгин, В.А. Городецкий, А.А. Гвоздев,
А.С. Залесов, О.Ф. Ильин О прочности наклонных сечений железобетонных
колонн при сейсмических воздействиях //Бетон и железобетон -1979.-№5.51.	Н.Н. Складнев Исследования и методы расчета строительных
конструкций//Сб.науч.тр.-М., 1985.52.	А.Н. Тетиор Экономическая конструкция ростверков
//Промышленное строительство и инженерные сооружения.-1982.-№1.53.	М.С. Торяник, В.П. Митрофанов Прочность и деформации
железобетонных балок, разрушающихся по наклонной трещине //Бетон и
железобетон. -1970. -№2.54.	В.М. Чубриков Испытание коротких железобетонных консолей,
армированных напряженными стержнями //Вопросы современного
строительства.-Львов: ЛПИ, 1965.№9.55.	И.М. Чупак , А.С. Залесов, С.А. Корейба Сопротивление
железобетонных элементов действию поперечных сил .-Кишинев, 1981.56.	Г.Н. Шоршнев Совершенствование методов расчета и
исследование типов железобетонных конструкций //Сб.статей.-Л., 1977.57.	А.В. Яшин Расчет на поперечную силу балок, нагруженных
сплошной равномерно распределенной нагрузкой //Бетон и железобетон.-
1968.-№2.235
ОГЛАВЛЕНИЕВВЕДЕНИЕ		3I.	КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ КОРОТКИХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХЭЛЕМЕНТОВ, ПРОБЛЕМЫ ИХ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ ....5Класс коротких элементов 	5Традиционные конструктивные решения	8Сопротивление коротких элементов	12Особенности традиционных методик расчета короткихэлементов	13Проблемы расчета и конструирования коротких элементов	14Направление и программа развития методов расчетаи конструирования коротких элементов	16II.	ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ КОРОТКИХЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ	18Экспериментальные исследования короткихэлементов, проведенные в нашей стране и за рубежом	18Исследование коротких консолей колонн	18Исследования консольных опор ригелей 	20Исследования коротких балок 	21Анализ исследуемых факторов и видов коротких элементов 	21Общая программа экспериментальных исследованийкоротких элементов	23Испытание коротких консолей колонн	25Программа испытаний	25Консоли колонн при изменении основных факторов 	28Консоли колонн пря многократно повторном нагружении	30Консоли колонн при совместном действиивертикальных и горизонтальных сил	32Консоли колонн при различных видах армирования	35Испытание опорных консолей ригелей 	36Программа испытаний	36Опорные консоли ригелей при изменении различных факторов 	39Опорные консоли при совместном действиивертикальных и горизонтальных сил	41Опорные консоли при частичном защемлении на опорах	42Опорные консоли ригелей с различными видами армирования 	43Испытание коротких балок	44Программа испытаний	44Короткие балки при изменении основных факторов	47Перемычки над проходами в надкрановой части колонн	48Подкрановые ригели двухветвевых колонн 	50Короткие балки при различных видах армирования	50Испытание фрагментов ростверков свайных фундаментов	52Программа испытаний	52Испытание фрагментов диафрагм жесткости	53Программа испытаний	53Испытание фрагментов диафрагм при изменениисоотношения вертикальных и горизонтальных сил нагружений 	54236
III.	СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРОТКИХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПОДАННЫМ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ	55Образование и развитие трещин в бетоне 	55Короткие консоли колонн 	55Опорные консоли ригелей	56Короткие балки, перемычки,/подкрановые ригели 	57Разновидности коротких элементов 	58Классификация трещин	59Характер и виды разрушений коротких элементов	61Влияние основных факторов на сопротивление короткихэлементов	63Нагружение сосредоточенной силой при измененииразмеров грузовой площадки	63Нагружение равномерно распределенной нагрузкой	64Схемы нагружений 	65Соотношение расстояния приложения силы относительнооси опоры и высоты элемента	66Соотношение высоты опорной консоли и ригеля	68Угол наклона свободной грани консолей колонн 	68Прочность бетона 	69Продольная арматура 	69Поперечное армирование	71Конструктивные решения сосредоточенной у подрезкиригеля поперечной арматуры	72Виды армирования коротких элементов 	74Напряженно-деформированное состояние бетона вкоротких элементах	76Короткие консоли колонн 	76Опорные консоли ригелей с подрезками	77Короткие балки, перемычки и подкрановые ригели	80Разновидности коротких элементов 	83Напряженно-деформированное состояние арматуры вкоротких элементах	83Продольная арматура 	83Поперечная арматура 	84Влияние совместного действия вертикальных и горизонтальныхсил на сопротивление коротких элементов	86Влияние многократно повторного действия нагрузкина сопротивление коротких элементов	90IV.	ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГОСОСТОЯНИЯ КОРОТКИХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ 	95Напряженно-деформированное состояние коротких
консолей, определенное оптическими методами в нашейстране и за рубежом 	95Программы исследований коротких элементов численнымметодом, проведенных автором	97Короткие консоли колонн 	97Опорные консоли ригелей	99Короткие балки-перемычки и подкрановые ригели колонн	99Разновидности коротких элементов 	101Напряженно-деформированное состояние короткихэлементов, полученное на основе численного метода	102237
Распределение напряжений и деформаций в сеченияхкоротких элементов	102Линии равных напряжений	112Траектории главных напряжений	113Напряженно-деформированное состояние при совместномдействии вертикальных и горизонтальных сил	114Анализ напряженно-деформированного состояниякоротких элементов, полученного численным методом	115Напряженное состояние коротких элементов на основетеории плоских одноосных напряженных состояний	117Решение общей задачи о плоских одноосныхнапряженных состояниях на основе теории Г. А. Гениева	118Использование решения общей задачи для оценкинапряженного состояния коротких элементов	121V. РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИКОРОТКИХ ЭЛЕМЕНТОВ	125Эмпирический подход к оценке прочности коротких элементов придействии поперечных сил 	..125Основные факторы, определяющие прочность коротких консолей колонн ... 125
Расчетные зависимости для определения прочности коротких консолейколонн 	126Распространение эмпирических расчетных зависимостей на различныевиды коротких элементов	129Сравнение результатов расчета и опытных данных 	130Эффективность нового метода расчета коротких элементов 	132Практическое использование нового метода расчета	134Разработка метода расчета коротких элементов на основе расчетноймодели	..135Принцип построения расчетной модели	136Использование теории плоского одноосного напряженного состояниядля построения расчетной модели	137Расчетные случаи	138Построение расчетной модели	139Обоснование расчетной модели на основе экспериментальныхданных и расчета численным методом	143Расчетная схема и условия прочности	145Короткие консоли колонн	145Опорные консоли ригелей	147Короткие балки, перемычки и подкрановые ригели колонн 	149Разновидности коротких элементов 	150Учет влияния различных факторов	154Изменение размеров грузовых площадок	154Оценка влияния бетона, окружающего расчетную полосу	155Схемы нагружений	158Нагружение равномерно распределенной нагрузкой	161Учет характера распределения напряжений по ширине расчетнойполосы у опорной площадки	161Учет косвенного армирования под грузовой площадкой	162Увеличение высоты элемента	164Изменение количества продольной арматуры 	165Изменение положения силы по длине ригеля	166Сосредоточенная у подрезки ригеля поперечная арматура	174238
Расчет поперечной арматуры	176Эмпирическая оценка работы поперечной арматуры 	176Оценка влияния поперечной арматуры на прочность наклонной полосы	178Определение рационального вида поперечной арматуры 	182Расчет коротких элементов при совместном действиивертикальных и горизонтальных сил	182Методика расчета коротких балок	183Методика расчета коротких консолей колонн 	184Методика расчета опорных консолей ригелей с подрезками	186Расчет выносливости коротких элементов при многократноповторном нагружении	189Выносливость сжатой полосы	190Выносливость растянутого арматурного пояса	192Общая структура нового метода расчета коротких элементов	194VI.	КОНСТРУИРОВАНИЕ КОРОТКИХ ЭЛЕМЕНТОВ	199Общий принцип конструирования коротких элементов	199Эффективные виды армирования коротких элементов 	199Короткие консоли	199Короткие балки	202Разновидности коротких элементов 	204Оценка предлагаемых видов армирования на основеэксперимента 	205Выбор рационального вида поперечной арматуры	206Конструктивные формы коротких элементов	207Практическое применение рациональных видов армированиякоротких элементов	208Общая оценка конструирования коротких элементов 	209VII.	ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА НОВЫХ МЕТОДОВРАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ. ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕ 	210Оценка новых методов расчета на основе результатовэксперимента 	210Эффективность новых методов расчета	218Технико-экономический анализ новых видов армирования	220Практическое использование новых методов расчета и конструированияпри проектировании коротких элементов 	222Сопоставление технического уровня отечественных и зарубежныхнорм проектирования коротких элементов 	223Направление дальнейшего развития и распространения методов расчета	230ЛИТЕРАТУРА 	232239
Учебное пособиеТамара Ивановна Баранова
Александр Сергеевич ЗалесовКАРКАСНО-СТЕРЖНЕВЫЕ
РАСЧЕТНЫЕ МОДЕЛИ И
ИНЖЕНЕРНЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙОригинал-макет подготовлен редакционно¬
издательским отделом ПензГАСА
Дизайн обложки: Н.С. КузнецоваЛицензия JIP № 0716188 от 01.04.98. Сдано в набор 3.03.03.
Подписано к печати 20.05.03. Формат 60x90/16.Бумага офсетная. Гарнитура Таймс. Печать офсетная.Уел. 15 п. л. Тираж 2000 экз. Заказ № 8186Издательство Ассоциации строительных вузов (АСВ)
129337, Москва, Ярославское шоссе 26, оф. 704
тел., факс 183-57-42
e-mail: iasv@norna.ruОтпечатано в полном соответствии с качеством предоставленного оригинал-макета
в ППП «Типография «Наука» 121099, Москва, Шубинский пер., 6
Рецензенты:зав. каф. АД и СИС, д.т.н., проф. Б.М. Люпаев,
главный инженер ОАО «Трест Жил строй» В.Г. ЯшинТ.И. Баранова, А.С. ЗалесовКаркасно-стержневые расчетные модели и инженерные методы расчета желе¬
зобетонных конструкций: Учеб. пособие. - М.: Издательство АСВ,2003.-240 с.ISBN 5-93093-193-3Излагается методология построения и методы расчета аналоговых каркас¬
но-стержневых моделей класса коротких железобетонных элементов, вклю¬
чающего приопорные участки изгибаемых элементов. Рассматривается экспе¬
риментальная теория сопротивления указанных конструкций.Учебное пособие предназначено для студентов, слушателей магистратуры
и аспирантов вузов строительного профиля. Пособие может быть использова¬
но в практике проектирования.ISBN 5-93093-193-3© Издательство АСВ, 2003 г.
© Т.И. Баранова,А.С. Залесов, 2003 г.