/
Текст
ГОССТРОЙ СССР
НИИЖБ, ЦНИИПРОМЗДАНИЙ, ПЮМСТРОЙПГОЕКТ.
ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ ле 1, нииск
РУКОВОДСТВО
ПО РАСЧЕТУ И КОНСТРУИРОВАНИЮ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ. ФЕРМ ПОКРЫТИИ
Москва-1971
ГОССТРОЙ СССР
г,нм
Б, ПНИИПРОМЗДАНИЙ, ПРОМСТРОЙПРОЕКТ
ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ * I, нииск
РУКОВОДСТВО
ПО РАСЧЕТУ И КОНСТРУИРОВАНИЮ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ФЕРМ ПОКРЫТИЙ
МОСКВА-1971
УДК 624.072.2.012
Руководство содержит основяяе ноложения и рекомендации по расчету и конструированию предварительно напрякеииых железобетонных стропильных и подстропильных ферм покрытий. Дана классификация феф** и рекомендации по выбору исходных материалов (бетона и арматуры). Приведены основные виды наврузок, на которые рассчитываются фермы. Изложены особенности проектирования ферм Для зданий с агрессивной средой и указания по выбору.ферм для конкретных случаев применения. В Руководстве приведены также необходимые данные по составлении схем производственных испытаний железобетонных ферм.
Руководство предназначено для инженерно-технических работников проектных организаций и заводов железобетонных изделий.
ПРЕДИСЛОВИЕ
йредварительно напряженные железобетонные фермы иироко применяется ж качеств* ооиовных несущих конструкций покрытий промышленных зданий, а также а покрытиях общественных зданий и в качестве диафрагм ободочек. При проектировании ферм, базирующемся на положениях главы Сйш П-В.1-62, используются также результаты экспериментальных исследований ферм, их отдельных элементов | узлов, а также данные опыта разработки и применения ферм. Отсутствие документа, д ко-торем были бы объединены все необходимые положения по расчету и конструирован» ферм создавало определенные трудности у работников проектных организаций и заводов железобетонных изделий, занятых изготовлением ферм. В связи с этим' было составлено настоящее Руководство.
Помимо основных положений по расчету и конструированию ферм, Руководство содержит сведения по нагрузкам, исходным материалам для изготовления ферм, рекомендации по разработке схем производственных испытаний и по проектированию ферм для зданий с агрессивной средой, сведения о стыках составных ферм, примеры расчета и конструирования ферм.
Руководство разработано НИижБ, ЦНИИПромзданий, Промстройпроектом, Проектным институтом № I и НИИСК Госстроя СССР (докт.техн.наук Г.И.Бердичевский, кандидаты техн.наук и.А.Белмиский, В.А.Клевцов, Н.Л.Котляр, А.Д.Либерман, Э.Г.Портер; инженеры г.А.Гершанок, Э.Н. Кодыж, В.С.Морозов, К.М.Матвеев, Р.И.Надыршии, И.А.Петров, А.Н.Соколов, С.А.Фрадкин, Г.11.Фролова, Р.В.Чеботарь, Р.Г.Шишкин, А.Н.Ширяева;.
Обобщение материалов, окончательная обработка и редактирование текста Руководства выполнены докт.техн.наук Г.И.Бердичевским и канд.техн.наук В.А.Клевцовым.
3
I. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ РУКОВОДСТВА.
КЛАССИФИКАЦИЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ ФЕРМ
I.I. Настоящее Руководство раснространяется на проектжроважие сборных железобетонных предварительно напряженных стропильных ж но. -стропильных ферм из обычных тяжелых бетонов.
1.2. В зависимости от назначения, фермы подразделяются на стропильные и подстропильные. В зависимости от типа покрытия подстропильные фермы подразделяются на подстропильные фермы для скатных кровель и на подстропильные фермы для плоских кровель, а стропильные фермы -на фермы для скатных кровель, фермы для плоских кровель и малоуклонных кровель (рис.1).
По геометрической схеме ренетки, фермы могут быть раскосные,без-раскосные и комбинированные. По схеме очертания верхнего иояса - сегментные (кругового или параболического очертания), треугольные, полигональные или фермы с параллельными поясами.
По технологии изготовления фермы подразделяются на
- фермы с натяжением арматуры на упоры и фермы с натяжением арматуры на бетон;
- фермы с одновременным бетонированием элементов, фермы с закладной решеткой и фермы из линейных элементов;
- фермы цельные и составные.
Примечание . Фермы с натяжением арматуры (проволочной и стержневой) на бетон в настоящее время имеют ограниченное применение. Составные фермы применяются, начиная с пролета 24 м, и только в тех случаях, когда по условиям изготовления и транспортировки исключена или затруднена возможность применения цельных ферм.
4
2. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ФЕРМ
2.1. Для изготовления ферм применяется, как правило, бетон марок 4и0 и 500. Характеристики бетона принимаются в соответствии со СНиП П-В. 1-62.
Примечание . Применение марки бетона 300 допускается для закладной решетки и для ферм, нижний пояс которых армируется стержневой арматурой классов А-ШВ и А-1У.
2.2. В качестве напрягаемой арматуры нижнего пояса ферм применяется горячекатаная сталь периодического профиля, упрочненная вытяжкой класса А-ШВ, горячекатаная сталь периодического профиля, класса А-1У, высокопрочная гладкая проволока (для ферм с натяжением арматуры нижнего пояса на бетон), семипроволочные пряди и канаты.
2.3. Для продольной арматуры элементов верхних поясов и решетки, выполненных без предварительного напряжения, а также каркасов епор-ных и промежуточных узлов следует применять горячекатаную арматурную сталь периодического профиля класса А-Ш. Допускается применять горячекатаную арматурную сталь периодического профиля класса А-П.
В качестве конструктивной арматуры применяется горячекатаная арматурная сталь класса A-I и обыкновенная арматурная проволока.
Для ферм неотапливаемых зданий, расположенных в районах с низкими температурами, при назначении марок сталей должны учитываться требования табл.2.5 "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций". Стройиздат, 1968.
2.4. Характеристики арматуры принимаются по СНиП П-В.1-62, в соответствии с ГОСТами и Техническими Условия».
Арматурные изделия и закладные детали должны удовлетворять требованиям ГОСТа 10992-64 "Арматура и закладные детали сварные для железобетонных конструкций" и главам СНиП I-B.4-62 и I-B.12-62.
3. НАГРУЗКИ
3.1. В соответствии с главой СНиП П-А.П-62 "Нагрузки и воздействия" нагрузки, действующие на фермы, разделяются на постоянные и
5
временные (временные длительные, кратковременные, особые и динамичес кие).
3.2. К постоянным нагрузкам относятся:
а) собственный вес ферм, принимаемый равномерно распределенным по длине пролета фермы (собственный вес ферм может ориентировочно приниматься по табл.1, Приложение Ш);
б) собственный вес фонарей, принимаемый с учетом веса остекления! приспособлений для открывания рам и бортовых плит;
в) вес плит покрытия с учетом заливки швов раствором;
г) вес утеплителя, пароизоляции, цементной стяжки, гидроизоляции и защитного гравийно-битумного слоя, принимаемые по СНиП П-А. 6-62, СНиП П-А.7-62 и СНиП П-В.6-62 в зависимости от типа утеплителя или покрытия;
д) вес подвесного потолка или пола и перегородок межферменного этажа;
е) воздействие усилий от предварительного напряжения.
3.3. Коэффициент перегрузки для собственного веса ферм, фонарей, плит покрытия подвесных потолков и пола межферменного этажа принимается равным - 1,1.
Коэффициент перегрузки для веса утеплителя, гидроизоляции, пароизоляции, стяжки и защитного слоя принимается равным - 1,2.
3.4. К временным длительным'нагрузкам относятся:
а) вес грузов, конвейеров и транспортеров, осветительной арматуры и т.п., прикрепленных к фермам;
б) вес коммуникаций (трубопроводы, вентиляционные короба и т.п.); при отсутствии конкретных данных в технологическом задании эта нагрузка принимается равной 40 кг/м2;
в) вес путей подвесного транспорта и конструкций их крепления к фермам (см.табл.2, Приложение Ш);
г) вес стационарного оборудования при использовании межферменного этажа, принимаемый в соответствии с технологическим заданием на проектирование.
3.5. Коэффициент перегрузки для грузов, конвейеров, транспортеров и т.п. принимается равным - 1,2.
Коэффициент перегрузки от веса коммуникаций принимается равным -1,2.
Коэффициент перегрузки для веса путей подвесного транспорта и их креплений принимается равным - 1,1.
6
Коэффициент перегрузки для веса стационарного оборудования принимается равным - 1,2.
З.б. К кратковременным нагрузкам и воздействиям относятся:
а) снеговые нагрузки;
б) нагрузки от подвесного подъемно-транспортного оборудования, принимаемые в соответствии с "Указаниями по определению нагрузок от подвесного транспорта" СН 355-66 (см.табл.4, Приложение Ш);
в) нагрузки от веса людей, мебели и деталей на перекрытии меж-ферменного этажа;
г) нагрузки, возникающие при изготовлении, перевозке, монтаже.
3.7. Коэффициент перегрузки для снеговой нагрузки и нагрузки от веса людей, мебели и деталей и т.п. при использовании межферменного этажа принимается равным - 1,4.
Коэффициент перегрузки для веса подвесного подъемно-транспортного оборудования принимается равным 1,2.
Коэффициент перегрузки к собственному весу фермы для расчета на усилия, возникающие при изготовлении, перевозке и монтаже принимается равным 1,5.
3.8. К особым и динамическим воздействиям относятся:
а) сейсмические воздействия, определяемые в соответствии с главе СНиП П-А.12-62 "Строительство в сейсмических районах", принимая их равными сейсмическим силам инерции;
б) динамические воздействия от вентиляторов, трансмиссий, моторов, а также другого оборудования, устанавливаемые в задании ija проектирование.
<
3.9. При разработке типовых чертежей ферм следует руководствоваться рядом эквивалентных нагрузок (табл.З, Приложение Ш) в соответствии с Указаниями по применению унифицированных нагрузок при проектировании типовых железобетонных конструкций для сборных перекрытий и покрытий зданий (СН 382-67).
Эквивалентные нагрузки на фермы, от подвесного транспорта и снега приведены в табл. 5 и 6 Приложения Ш.
За эквивалентную нагрузку принимается такая условная равномерно распределенная нагрузка, максимальное усилие в поясах от которой равно фактическому расчетному усилию.
о
Нагрузки свыше II0O кг/м равны удвоенным величинам нагрузок до 1100 кг/м~. Такая система нагрузок предусматривает возможность использования конструкций, разработанных для шага 6 м под повышенные нагрузки в покрытиях с шагом 12 м на пониженные нагрузки.
7
4. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ФЕРМ
4.1. Габаритная высота ферм назначается из условия обеспечения минимального расхода материалов на покрытие, уклона кровли и исходя из условий перевозки. По условиям перевозки высоту ферм рекомендует ся принимать не более 3,3 м. В отдельных случаях она может достигав 3,8 м, не превышая эту величину.
4.2. Уклоны в фермах для скатных покрытий в зоне возможной уста новки фонаря принимаются 1:8 или 1:12. В фермах для малоуклонной кровли уклон покрытия принимается 1:66 - 1:20.
4.3. При разработке типовых рабочих чертежей, в целях унификаци форм, рекомендуется очертание внешнего контура ферм разных марок, но одного пролета принимать постоянным, меняя сечение поясов за счет изменения размеров внутреннего контура.
4.4. Минимальная ширина поясов из условия опирания плит для ферм с шагом 6м- 200 мм; с шагом 12 м - 250 мм.
В фермах, проектируемых для массового применения, ширину верхнего пояса рекомендуется принимать при шаге 6 м - не менее 220 мм, npi шаге 12 м - не менее 250 мм.
Минимальную высоту поясов целесообразно принимать 160 мм с градацией размеров кратной 20 мм или 50 мм.
4.5. Размеры сечений элементов решетки в плоскости ферм рекомендуется принимать:
а) в фермах сегментных, арочных и фермах с параллельными поясам! с треугольной решеткой 100, I20< 150 (далее с градацией через 50 мм)
б) в безраскосных фермах 200, 250, 300, 350 мм.
4.6. Размеры опорных узлов устанавливаются в соответствии с расчетом (см.п.п.' 5.6 и 5.7). По конструктивным соображениям высоту узла (без опорной стойки) рекомендуется принимать:
а) для ферм с параллельными поясами и полигональных ферм - не менее 600 мм;
б) для остальных ферм - не менее 800 мм.
Высота ферм на опоре (высота опорного узла и опорной стойки или столбика) из условия унификации решения стен должна приниматься равной 900 мм + ЗООп, , где п, - ноль или любое целое число.
4.7. Опорным и промежуточным узлам ферм с одновременно бетонируемыми элементами решетки и поясами рекомендуется придавать очертание по рис.2 с целью упрощения опалубочных форм и арматурных карка-
8
оов (рис.2а).
В фермах с закладной решеткой опорным и промежуточным узлам рекомендуется придавать трапецевидную форму, при этом все грани узла долин быть перпендикулярны продольным осям сходящихся в узле элементов фермы (рис.26).
4.8. Габаритные размеры узлов следует, по возможности, унифицировать. Верхние грани опорных и промежуточных узлов нижнего пояса подстропильных ферм должны иметь одинаковую отметку для осуществления опирания стропильных ферм в одном уровне. В местах соединения граней узлов с поясами и решеткой желательно предусматривать технологические закругления.
4.9. Размеры узлов назначаются из условия ойеспечения надежного заанкеривания напрягаемой и ненапрягаемой арматуры сходящихся в узле элементов (см.п.п. 5.9-5.12).
4.10. Оси элементов, сходящихся в узлах фермы, должны быть, как правило, сцентрированы.
Примечание. При необходимости унификации опалубочных форм допускается нарушение центрации осей элементов в узлах. При этом дополнительно к расчету»на внешние нагрузки и на усилия обжатия предварительно напряженной арматурой, фермы должны быть рассчитаны на изгибающий момент, возникающий от нарушения центрации узлов.
4.II. Фермы должны проектироваться, как правило, цельными. В исключительных случаях, когда по условиям изготовления или транспортировки не представляется возможным применение цельных ферм, допускается применение ферм, состоящих из двух полуферм.
4.12. Расчет ферм производится по несущей способности, по жесткости и по образованию и раскрытию трещин. При наличии динамических или многократно повторяющихся нагрузок элементы фермы должны рассчитываться на выносливость.
4.13. Расчет раскосных стропильных ферм производится по несущей способности, по жесткости и на раскрытие трещин-как шарнирно стержневых систем без учета изгибающих моментов, возникающих за счет жесткости узлов;
- на образование трещин как статически неопределимых систем-с учетои изгибающих моментов, возникающих из-за жесткости узлов.
4.14. Подстропильные, безраскосные и комбинированные фермы рассчитываются как статически неопределимые системы с жесткими узлами.
4.15. Осевые усилия в элементах раскосных ферм могут определяться как в шарнирно-стержневой системе с узловой нагрузкой.
9
4.16. изгиоающие моменты в элементах раскосных, безраскосных и комбинированных ферм определяются статическим расчетом ферм как многократно статически неопределимой системы с учетом жесткости узла. Статический расчет ферм рекомендуется вести методом сил с использова нием ЭВМ. Примеры выбора основных систем при расчете ферм с помощью простейших счетно-вычислительных машин и электронно-вычислительных машин с программированием приведены на рис.Э.
примечания:
I. При расчете по несущей способности верхних поясов раскосных ферм с внеузловой нагрузкой допускается определять изгибающие моменты приближенным способом, рассматривая верхний пояс как многопролетную неразрезную балку на неоседающих опорах (см. Приложение I). В случаях, когда в крайней панели верхнего пояса осевое усилие равно нулю, панель в расчет можно не включать, а остальные панели рассматриваются совместно с крайним сжатым раскосом.
2. При расчете нижних поясов раскосных ферм на появление трещин допускается определять изгибаювде моменты приближенным способом, рассматривая нижний пояс как многопролетную неразрезную балку на упруго-оседающих опорах (см. Приложение II).
4.17. При расчете фермы как многократно статически неопределимой системы, жесткости отдельных элементов принимаются:
а) Для поясов, сжатых и предварительно напряженных растянутых элементов раскосных ферм,
- изгибная - 0,85 ЕБЗпр;
- осевая - ЕБЕПр.
б) Для элементов решетки раскосных ферм
- изгибная - 0,5 Е63пр. ;
- осевая - (при этом коэффициент, учитывающий работу
бетона между трещинами, допускается принимать '|а = !)•
в) Для элементов безраскосных ферм жесткость элементов определяется по бетонному сечению без учета арматуры. При этом увеличение жесткости стоек за счет вутов может не учитываться.
Примечание. Жесткость сжатых и предварительно напряженных элементов стропильных ферм также может приниматься по бетонному сечению без учета арматуры.
г) Для узловых участков при отношении изгибная и
осевая жесткость принимаются бесконечно большими.
При >0,1
иузл.
- изгибная -0,85Е83„р
— осевая —* ЕБЕРР
10
Здесь:
[j - модуль упругости бетона;
- модуль упругости арматуры;
- приведенная площадь поперечного сечения;-, Ow. - момент инерции приведенного поперечного Течения;
- площадь поперечного сечения арматуры;
За - момент инерции арматуры; можно принять Da.'ZFa 'Zt , где Z,, - расстояние от центра тяжести сечения до соответствующего стержня.
Зэ - максимальный момент инерции поперечного сечения примыкающих к узлу элементов;
Зуз«- момент инерции поперечного сечения узла.
Примечание . Высота сечения пощсов ферм на участке опорных узлов может условно приниматься равной половине высоты опорного узла, но не менее высоты пояса.
4.18. Изгибающие моменты в расчетных сечениях ферм, определенные в предположении упругой работы всех элементов, при расчете на прочность могут быть перераспределены с учетом пластических деформаций бетона и раскрытия трещин. Перераспределение моментов должно производиться в соответствии с "Инструкцией по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций с учетом перераспределения усилий" (НИШ, 1962).
При расчете на прочность изгибающие моменты в верхнем поясе без-раскосных ферм могут быть перераспределены до Зи%, в нижнем - до 50% В элементах решетки снижение моментов производить не рекомендуется в связи с необходимостью ограничения ширины раскрытия трещин.
При расчете срерм с криволинейным верхним поясом очертание панели криволинейного пояса может быть заменено ломаным, но не менее, чем с двумя прямолинейными участками.
5. расчет элементов железобетонных ферм
5.1. По несущей способности рассчитываются все элементы и узлы ферм в соответствии со СНиП Ц-в.1-62 и настоящим Руководством.
5.2. При расчете центрально сжатых и внецентренно сжатых элементов раскосных ферм расчетные длины £0 принимаются:
II
а) Для центрально сжатых элементов верхнего пояса и решетки раскосных ферм в плоскости фермы
L = >
(5.1)
где - коэффициент приведения длины;
f - расстояние по оси между центрами примыкающих к элементу узлов.
Коэффициент Ji принимается по формуле 5.2 или для £ = 300мм по графику (рис.4), но не более 0,9.
> > <5-2)
где £в - суммарная длина вутов в элементе (рис.5), принимаемая равной:
для верхнего пояса - сумме расстояний от центров узлов до точек вхождения элементов решетки в вут;
- для элементов решетки - сумме расстояний от центров, примыкающих узлов до грани вута;
Ik Ik 118 ha
- высота вута;
- высота пояса;
- принимается не брлее 2, а для элементов решетки всегда равным 2.
б) Для центрально сжатых элементов верхнего пояса и решетки ферм
из плоскости
- бесфонарные участки, элементы решетки и участки под фонарем шириной б м
£,= 0.92 (5.3)
где £ - расстояние по оси между центрами примыкающих развязан-
ных узлов;
участок верхнего пояса фермы под фонарем размером 12 м
£ 0 = 0,8£ , (5.4)
где Е - расстояние по оси между центрами узла, в котором устанавливается крайняя нога фонаря и узла, в котором устанавливается распорка.
в) Для элементов верхнего пояса ферм в плоскости при наличии внеузловой нагрузки
х/ Все геометрические размеры, входящие в формулы главы 5, принимаются в сантиметрах.
12
(5.5)
где JI и £ - принимаются как для центрально сжатых элементов, коэффициент ₽> при эксцентриситете < 3 см принимается равным I, а для 1а>/ 3 см равным 0,9.
г) Для верхнего пояса арочных безраскосных ферм для плоских (малоуклонных) кровель - в соответствии с методикой, изложенной в Приложении 1У.
д) В остальных случаях .
Во всех случаях £ - расстояние в сантиметрах по оси между центрами приникающих к рассчитываемому элементу узлов (при расчете в плоскости фермы) или между центрами закрепленных узлов (при рас-, чате из плоскости фермы).
5.3. На появление и раскрытие трецин центрально и вцецентренно растянутые, а также изгибаемые элементы ферм рассчитываются в соответствии со СНиП ц-В.1-62 и настоящим Руководством.
Примечание : Расчет раскрытия трещин в элементах решет-
ки раскосных_ферм Ш категории трещиностойкости^армированных стержнями периодического профиля,выполняется в соответствии с п.п. 5.16-5.27.
5.4. В составных фермах (из двух полуферм) стыки верхнего и юаню поясов должны удовлетворять требованиям прочности. Примеры кон-труктивных решений и расчета растянутых стыков нижнего пояса ферм риведены в Приложении У.
5.5. В фермах, нижний пояс которых армируется самозаанкериваю-Мйся арматурой, натягиваемой на упоры, расчету на прочность подлежат поперечная арматура опорных узлов. Остальная арматура устанавливается в опорных узлах по конструктивным соображениям.
Поперечная арматура опорного узла рассчитывается из условия обеспечения прочности заанкерирания арматуры и из условия обеспечена прочности по наклонному сечении.
5.6. Из условия обеспечения надежности заанкеривания (рис.6а) арматуры площадь сечения одного поперечного стержня принимается
р IL (5.6)
aRax (Stay .Ctjol) r
lArpbt J V — \ у ) ft И& I CL /1- К
Ю, T.IL. G
4 7 ^4 , C LL-'(I-i t. , ЯЙ - р/л 6-f, n $ г € 4 V | 'if J \ . 1 -«-V ,,t « r- z e<. л^ц; , / й t ‘j ’ </ ' c - -4- )c г J
(5.5)
где yJ и й - принимаются как для центрально сжатых элементов, коэффициент Ji при эксцентриситете < 3 см принимается равным I, а для (,а>/ 3 см равным 0,9.
г) Для верхнего пояса арочных безраскосных ферм для плоских (иалоуклонных) кровель - в соответствии с методикой, изложенной в приложении 1У.
д) В остальных случаях Ео = (!
Во всех случаях Е - расстояние в сантиметрах по оси между центрами примыкающих к рассчитываемому элементу узлов (при расчете в плоскости фермы) или между центрами закрепленных узлов (при расчете из плоскости фермы).
5.3. На появление и раскрытие трещин центрально и вцецентренно растянутые, а также изгибаемые элементы ферм рассчитываются в соответствии со СНиП П-В.1-62 и настоящим Руководством.
Примечание ; Расчет раскрытия трещин в элементах решет ки раскосных ферм Ш категории трещиностойкости,армированных стержнями периодического профиля выполняется в соответствии с п.п. 5.16-5.27.
5.4. В составных фермах (из двух полуферм) стыки верхнего и ниж него поясов должны удовлетворять требованиям прочности. Примеры кон структивных решений и расчета растянутых стыков нижнего пояса ферм приведены в Приложении У.
5.5. В фермах, нижний пояс которых армируется самозаанкериваю-щейся арматурой, натягиваемой на упоры, расчету на прочность подле-мт поперечная арматура опорных узлов. Остальная арматура устанавли веется в опорных узлах по конструктивным соображениям.
Поперечная арматура опорного узла рассчитывается из условия
•> обеспечения прочности заанкерирания арматуры и из условия обеспечения прочности по наклонному сечению.
5.6. Из условия обеспечения надежности заанкерирания (рис.6а) арматуры площадь сечения одного поперечного стержня принимается
U - ₽ г — -R F —
р > U< КнЬ Ьм (5.6)
* П, Rax +Ct>S^ Ctg-У )
lAsfyrf ~ О Xх У / &
3 ТЛ# U р' ЛллДЭ i: &«’A рДЩ/Ц? I /(£. У&А
где £< - фактическая длина (в сантиметрах) заделки напрягаемой арматуры за линией, соединяющей грань опоры с нижней точкой примыкания приопорного сжатого элемента к опорному узлу (за линию АВ на рис.6д). Приближенно величину £< можно принимать равной расстоянию от торца опорного узла до точки пересечения линии АБ с осью, проходящей через центр тяжести напрягаемой арматуры нижнего пояса;
£(а - фактическая длина (в сантиметрах) заделки обычной (нека-прягаемой арматуры) за линию АВ (рис.^а);
- длина заделки (в сантиметрах) предварительно напряженной арматуры, обеспечивающая полное использование ее расчетного сопротивления. При марке тяжелого бетона 400 и выве величина принимается по табл.1.
ТАБЛИЦА I
ДЛИНА ЗАДЕЛКИ АРМАТУРЫ
М Вид напрягаемой арматуры пп нижнего пояса
Длина заделки
I. Для семмпроволочных прядей диаметров 12 и 15 ми 150 см
2. Для семипроволочных прядей, диаметров 9 мм 120 см
3. Для высокопрочной проволоки периодического профиля 100 см
4. для стержневой арматуры класса А-ВВ и А-1У 35 Л
5. Для двухпрядных канатов заводского изготовления диаметром
15(2 х 7) ,75
18(2 х 7) 115
25(2 х 19) 90
30(2 х 19) 115
Еза - величина заделки (в сантиметрах) обычкой арматуры, обеспечивающая полное использование ее расчетного сопротивления.
При бетоне марки 400 и выше для арматуры класса А-П и А-Ш
- принимается равным 35d .
14
Примечание . В тех случаях, когда имеются конструктивные возможности обеспечения надежного заанкеривания обычной арматуры за линию АВ (например, с помощью петель), допускается принимать Иш= 1,а .
fl - число поперечных стержней пересекаемых линий АВ (включая поперечные стержни, располагаемые ближе, чем на 100 мм к точке А;;
| - угол наклона поперечной арматуры;
d - угол наклона линии АВ.
Входящая в формулу (5.6) площадь сечения обычной арматуры Fa принимается при армировании нижнего пояса семипроволочными прядями
ч Fa » 0J5~ Иц
в остальных случаях
Fa
i
5.7. Из условия обеспечения прочности по наклонному сечению (рис.66)
_ ~ Raw ’ Ри"7р'(Ьно~ т)~RaFa'p (hao- Т )
* йаП.7х (5.7)
где помимо обозначений, принятых в формуле (5.6), huouhao - расстояние от верхней грани опорного узла до центра тяжести напрягаемой и ненапрягаемой арматуры;
- длина опорного узла;
a - расстояние от торца опорного узла до центра опорной площади;
$ - угол наклона приопорной панели верхнего пояса (или приопорного раскоса);
X - высота сжатой зоны определяемая по формуле Сь
P-(U-f-)-SiU — (Rh Fh- -U-h + RaFa’-y3 hao) blnX +
y = _________________И ________________
+ (o г . JLl + p г • \(5.8)
•UKhFh g3 -1-RaFa. g3J Zx_
-(Rh Ftrf- +RaFa-y-a t J v 3Q
15
где Rax - расчетное сопротивление поперечной арматуры, принимаемое как при расчете на изгиб по наклонному сечению;
Zx - расстояние от центра тяжести сжатой зоны до равнодействующей усилий в поперечной арматуре опорного узла;
6 - ширина опорного узла.
Для случая вертикального расположения поперечной арматуры ( X = 0) формула (5.8) принимает вид
8.Г. (5>Л
п
Расчет по формулам (5.7), (5.8) следует вести методом последовательных приближений, определяя сначала величину, исходя из величии 1!< и (?<а , получаемых по положению линии АВ на рис.6р.
5.8. В фермах, нижний пояс которых армируется с натяжением на бетон, расчету подлежит косвенная арматура, устанавливаемая у торцов опорного узла. Расчет ведется на местное сжатие (в соответствии с п.7.13 СНиП П-В.1-62).
5.9. В промежуточных узлах раскосных ферм, в которых анкеровка растянутых элементов решетки осуществляется за счет сцепления арматуры с бетоном (без сварки арматуры решетки с арматурой поясов или с закладными деталями), расчету подлежат поперечная арматура промежуточных узлов и стержни, окаймляющие узел.
Помимо требований расчета, армирование промежуточных узлов должно удовлетворять конструктивньш требованиям, изложенным в п.и. 6.10 - 6.16.
5.10. Площадь одного поперечного стержня арматурных каркасов промежуточных узлов ферм определяется из условия
n у N>4* КЛза > > (5.9)
П. Rax СозУ
где lif - длина заделки арматуры растянутого элемента решетки за линию АВС на рис.7 ( (!< может приншаться но
линии, проходящей через центр тяжести арматуры растянутого элемента решетки);
Rax - расчетное сопротивление поперечной арматуры, прижимаемое по СНиП П-В.1-ь2;
Nkxs- расчетное усилие в растянутом раскосе;
У - угол между поперечными стержнями и направлением растянутого раскоса;
п. - число поперечных стержней, пересекаемых линией АВС (см. рис.7). При этом поперечные стержни, располагаемые на
16
где R а* - расчетное сопротивление поперечной арматуры, принимаемое как при расчете на изгиб по наклонному сечению;
Zх - расстояние от центра тяжести сжатой зоны до равнодействующей усилий в поперечной арматуре опорного узла;
6 - ширина опорного узла.
Для случая вертикального расположения поперечной арматуры
( У = 0) формула (5.8) принимает вид
Расчет по формулам (5.7), (5.8) следует вести методом последовательных приближений, определяя сначала величину, исходя из величин и Е!ча , получаемых но положению линии АВ на рис.6,6.
5.8. В фермах, нижний пояс которых армируется с натяжением на бетон, расчету подлежит косвенная арматура, устанавливаемая у торцов опорного узла. Расчет ведется на местное сжатие (в соответствии с п.7.13 СНиП П-В.1-62).
5.9. В промежуточных узлах раскосных ферм, в которых анкеровка растянутых элементов решетки осуществляется за счет сцепления арматуры с бетоном (без сварки арматуры решетки с арматурой поясов или с закладными деталями), расчету подлежат поперечная арматура промежуточных узлов к стержни, окаймляющие узел.
Помимо требований расчета, армирование промежуточных узлов должно удовлетворять конструктивным требованиям, изложенным в п.н. 6.10 - 6.16.
5.10. Площадь одного поперечного стержня арматурных каркасов промежуточных узлов ферм определяется из условия
n > Кч Еза / > (5.9)
И Rax СоэУ
где - длина заделки арматуры растянутого элемента решетки за линию АВС иа рис.7 ( может приниматься но линии, проходящей через центр тяжести арматуры растянутого элемента решетки);
Rax - расчетное сопротивление поперечной арматуры, принимаемое по СНиП П-В.1-62;
Мгоеч- расчетное усилие в растянутом раскосе;
У - угол между поперечными стержнями и направлением растянутого раскоса;
п. - число поперечных стержней, пересекаемых линией АВС (см. рис.7). При этом поперечные стержни, располагаемые на
16
расстоянии межьив IOO мм от точек А и о, в расчет не нри-жамаится.
Г; - коэффициент, учитывающий особенности работы узлов, в которых сходятся растянутые я сжатые элементы реметки. Для узлов верхнего иояса К2 = 1,0. Для узлов нижнего пояса, если з одной из примыкающих ж узлу панелей нижнего пояса обеспечивается П категория трещиностойкоСти при наличии вертикальных сжатых стоек или сжатых раскосов, имеющих угол наклона к горизонту более 40° Кг = 1,1. В остальных случаях к2 = 1,05;
1 - условное увеличение длины заделки, учитывающее наличие концевых анкеров арматуры растянутых раскосов и принимаемое но табл.2;
^в. _*
К< “ - напряжение в арматуре рас-
•Эн Ви
» тянутых раскосов яри расчетной нагрузке,
I!,»- величина заделки^арматуры, обеспечивавшая полное использование ее расчетного сопротивления.
ТАБЛИЦА 2
УСЛОВНС® УВВЛИЧИЖ ДЛИНЫ ЗАД&ЛКИ
Тип анкера
В диаметрах рабочей арматуры раскоса
I. Дм коротыша 5
2. Дм коротыша при наличии дополнительных
торцевых каркасов, обрывавшихся в одном
сечении с основной продольной арматурой 3
3. Одни коротыш 3
4. Один коротыш при наличии дополнительных тор-
цевых каркасов, обрывающиеся в одном сече-
дии с основной продольной арматурой 2
5. Петли 3
6. Высаженная головка 2
7. Два поперечных стержня I
5.II. Площадь сечения стержней, окаймляющих каркасы промежуточна узлов, должна быть не меньие
17
Г N оа
Ьа '/ —т---
Яг Rao (5.IO)
Noa - 0,0401 +0,51)г) , где
11 - усилие в наиболее растянутом из сходящихся в узле раскосов;
])г - усилие в ближайшем растянутом при той хе комбинации нагрузок раскосе этого хе узла;
аг - количество каркасов в узле или количество огибающих стержней в одном поперечном к плоскости узла сечении
к а» “ 9 00 кг /см2
5.12. В узлах, в которых сходятся два и более растянутых элементов решеекм, проверка прочности анкеровки ио формуле (5.9) производится на раннодействующую усилий в этих элементах. Если знаки усилий меняются в зависимости от сочетаний внеимих нагрузок, допускается производить проверку прочности анкеровки для кахдого элемента реметки отдельно, считая схатыми рядом расположенные элементы.
5.13. Длина заделки растянутой арматуры етоек в яояеах безрас-косных ферм проверяется ири расчетных нагрузках по формуле
+ a * 250а ??с| '>
где d - диаметр рабочей арматуры стоек;
Li - длина заделки арматуры стоек в поясах (рис.8);
a - то хе, что и в формуле 5.9.
5.14. При расчете опорных и промехуточных узлов размеры Ei и Ею могут определяться графически на схемах узлов в масштабе не мельче 1:5.
5.15. В безраскоенмх фермах площадь сечения иоиеречной арматуры в местах перегиба продольной арматуры (,см.рис.8) должна быть не менее
{* * ' ‘5-п>
где - площадь еечения поперечной арматуры;
Fa - площадь сечения продольной арматуры;
к к - расчетное сопротивление поперечной арматуры;
of - угол перегиба продольной арматуры.
5.16. Оценку растянутых элементов по иириие раскрытия трещин следует производить по максимальному раскрытия отдельных трещин, которое не должно превосходить допускаемых величии, уставаэммемых действующими нормативными документами:
18
[(Гт] >zttT ,
где [(hl - допускаемая игрина раскрытая трещин, устанавливаемая а соответствии с действующими нормативными документами;
Qi - максимальная мирииа раскрытия трещин на уровне ммии-мально допуекаемых ио СНиП П-В.1-62 защитных слоях бетона.
5.17. Максимальная ширина раскрытия трещин От определяется на формуле
OLt-Kct-Qt (5.12)
где 11т - средняя мирииа раскрытия трещин на уровне минимально
допускаемых но СНиП I-B.I-62 защитных слоях бетона.
К ст - статический коэффициент, учитывающий возможное превышение максимального раскрытия отдельных трещин над средним; для обычных железобетонных элементов принимается равным 1,7.
5.18. Средняя ширина раскрытия трещин Ц'/ вычисляется но формуле
ср
, (5.13)
га
где Va - коэффициент, определяемый ио формулам (192 ) и ( I9B) СНиП П-В.1-62. При ба > 1600 кг/см^ и 7* > Э% коэффициент Ya допускается нринимать равным 1,0 как при длительном, так и при кратковременном действии нагрузки;
Еа - модуль упругости арматуры;
L" - среднее расстояние между трещинами.
5.19. Среднее расстояние между трещинами при (5.18) и указаний п.5.22 определяется но формуле
выполнения условия
С - 0,5 Их . (5.14)
1ели же ири соблюдении условия (5.18) вместо указаний п.5.22 мшолияются условяяп5.23, то среднее расстояние между трещинами омраделяется ко формуле
Lt - 111
(5.15)
В формулах (1.14) и(?.15 ) U* прияты! маг хомутал
5.20. При мазлачежии диаметра м мага хомуте» следует иепельэе-мть их регулирующее влияиие на расстоянии между трещинами. йрж атом, помимо требований п.12.27 СНиП П-В.1-62 ж табл.З делимы выиож-няться ужазаииж п.п. 5.21-5.23.
5.21. Диаметр хомуто» dx определяется и» условия, необходимого для прохождения трещим ж» хомутам
d* » 0,1-^- (5.16?
где Рх - периметр хомута,
6 - ширина элемента,
h - высота элемента, а периметр хрмута Px-2(£« + h) (рис.У).
5.22. 1аг хомутов U* рекомендуется назначать в пределах, обеспечивающих образование на участке между хомутами одной дополнительной трещины
« U л «2,5 Г/ (5.17)
Здесь - среднее расстояние между трещинами в растянутом
элементе при отсутствии хомутов, определяемое по формуле
Лиг»'” (МЬ)
где Аба
1-^=L - есть приращение, напряжений в арматуре от усилия г а . ц)
трещинообразоъанмя Nt до нормативного N ; - расстояние между трещинами, вычисляемое по формуле
(197) иНиП П-В.1-62.
5.23. С целью ограничения ширины раскрытия трещин иаг хомутов может быть уменьшен до значений, указанных в выражении (5.1S), обеспечивающих образование трещин только в сечениях с хомутами
0,82т «11т < 1,2585'
(5.19)
5.24. В выражениях (5.19) и (5.21) верхний предел принятого
ага хомутов не должен превосходить соответственно значений 285" еди п-р»
т , где Кт - предельное допускаемое расстояние между
трещинами, определяемое из условия Е°_ ?0)
..... — —... ... ... - Кет.Хра- <0а
х/ При определении усилия Nt следует учитывать напряжения от усадки. Если в растянутых элементах стержневых систем не прижимается мер, исключающих возможность образования усадочных трещин, то Мт следует принять равным нулю.
20
5.25. Если при назначении диаметра и шага хомутов не выполняется хотя бы одно на условий н.п. 5.21-5.23, то регулирующее влияние хожутов ва раскрытие трещин не учитывается, и максимальная ширина раскрытия трещин определяется без учета поперечной арматуры по формула! (5.15) и (5.16) ПРИ ЗНаЧеИИЯХ Кет-2 и lA’-Ет.
5.26* При составлении схем производственных испытаний следует учитывать увеличение максимально допускаемой ширины раскрытия трещи ва поверхности бетона при повышенных против нормативных толщинах яащитяого слоя бетона.
йаяоимально допускаемая ширина раскрытия трещин на поверхности бетона определяется но формуле
аТ- [Пт] -К» ,
где - коэффициент деиланащии, учитывающий влияние повышенной толщины защитного слоя на ширину раскрытия трещин на поверхности бетона.
5.27. Коэффициент депланации определяется по графику иа рис.Ю в зависимости от величин отношения у и -j- , где а и Й соответственно фактическая и миюшальро допускаемая по действующ нормативным документам толщина.защитного слоя бетона для *' •рабочей арматуры, .мм;
d - -диаметр «стержней рабочей -арматуры, мм.
'5.28. При зачислении отношения -у- величина а , вводимая в расчет, должна удовлетворять условию
а « а « Ro- >
где Кел - радиус влияния одиночного стержня диаметром </- .
to стержневой арматуры периодического профиля радиус влияния моим определяться по формуле
Ru-d(<,67 + w)
Здесь бц - напряжения в арматуре при нормативной нагрузке, определяемые по формуле (186) СНиП П-В.1-62.
5,29. При вычислении прогибов раскосных ферм учитываются лишь осевые усилщя, действующие в элементах ферм. Вычисление прогиба ведется по линейным деформациям 'элементов поясов и решетки любым методом строительной механики (графическим методом путем построения диаграммы перемещений или аналитическим-по формуле Максвелла-Мора).
21
Вычисление прогибов безраскосных ферм ведется как для многократно статически неопределимой системы с учетом нормальных сил и изгибающих моментов, действующих в элементах ферм.
Так как предварительно напряженные фермы обладают высокой жесткостью, обычно расчет прогибов носит вспомогательный характер и используется для приближенного вычисления изгибающих моментов при. проверке трещиностойкости нижнего пояса или для составления схем производственных испытаний (вычисление контрольных прогибов). В этих случаях при расчете прогибов не учитывается длительность действия нагрузки и деформации от обжатия элементов ферм напрягаемой арматурой.
В случаях, когда по условиям эксплуатации или из-за конструктивных особенностей ферм необходимо знание уточненных значений прогибов, расчет должен производиться с учетом длительности действия нагрузки и с учетом деформаций от обжатия элементов ферм предварительно напряженной арматурой. Расчет прогибов в этом случае может производиться в соответствии с методикой, изложенной в Приложении VI.
б. КОНСТРУИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ФЕРМ
6.1. При конструировании реиетки, промежуточных и опорных узлов должны соблюдаться общие конструктивные требования, изложенные в СНиП П-В.1-62, с учетом дополнений, помещенных в "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" и "Руководстве по проектированию железобетонных конструкций (без предварительного напряжения)".
6.2. Элементы поясов и решетки армируются пространственными каркасами, собираемыми из плоских каркасов с применением контактной точечной сварки. Пространственные каркасы могут изготовляться и другими способами, например: из плоских каркасов с последующим гнутьем с непрерывной (спиральной) намоткой поперечной арматуры и другими способами, повышающими технологичность изготовления.
6.3. При армировании сжатых и внецентренно сжатых элементов поясов и решетки диаме1ры продольной арматуры должны быть не менее 8 мм, но не менее диаметра, удовлетворяющего требованиям минимального процента армирования.
Минимальный диаметр арматуры растянутых элементов решетки - 8 мм,
6.5. Диаметр и шаг поперечной арматуры верхнего пояса и элементов решетки должны быть не менее указанных в табл.З. При этом шаг
22
поперечной арматуры должен быть не более 20 диаметров продольной арматуры, а для растянутых элементов решетки следует учитывать реко мендации п.5.23.
ТАБЛИЦА 3
’ СООТНОШЕНИЯ МЕЕДУ ДИАМЕТРАМИ цРиДОЛЫЮД И ПОПЕРЕЧНОЙ АРМАТУРЫ
* МИНИМАЛЬНОЕ РАССТОЯНИЕ MEW ОСЯМИ СТЕРлИЕй ПОПЕРЕЧНОЙ АРЛАТУРЫ, мм
Диаметр стержней продольной арматуры е 10 12 14 16 18 20 22 25
Диаметр стержней
поперечной арматуры Минимальные расстояния между осями 5 5 5 5 5 6 6 8 8
поперечной арматуры 75 75 75 75 75 100 100 100 150
6.6. Минимальное расстояние в свету между стержнями продольной арматуры растянутых элементов решетки должно быть не менее 40 мм.
««6.7. Узлы ферм (кроме промежуточных узлов, к которым подходит один элемент решетки) армируются пространственными каркасами, которые образуются за счет перегиба поперечных стержней плоских каркасов. Допускается образовывать пространственные каркасы узлов соединением плоских каркасов шпильками, гнутыми сетками (см.рис.10) или иными подобными арматурными элементами. Окаймляющие стержни узлов рекомендуется выполнить цельногнутыми, стыкуя их в верхней зоне опорных и промежуточных узлов верхнего пояса и в нижней зоне промежуточных узлов нижнего пояса.
Диаметр окаймляющих стержней промежуточных узлов определяется в соответствии с п.5.11, но должен быть не менее 10 мм при усилии в растянутых элементах решетки до 30 т, не менее 12 мм при усилии до 45 т и не менее 14 мм - при усилии до 60 т.
Диаметр окаймляющих стержней опорных узлов должен быть не менее 10 мм. При этом продольные верхние стержни (рис.II) должны иметь площадь не менее 0,05% от площади поперечного сечения опорного узла
23
При диаметре продольных нижних стержней каркасов опорных узлов, равном или большем 14 мм, на концах стержней у торДа узла рекомендуется создавать дополнительные анкера в виде петель или высаженных головок.
Если расстояние между продольными стержнями каркасов опорных узлов в плоскости фермы больше 500 мм, необходима установка дополнительных продольных стержней диаметром 10 мм.
6.8. Диаметр поперечной арматуры каркасов опорных и промежуточных узлов принимается по расчету в соответствии с п.п. 5.6 , 5.7 и 5.10, но не менее 6 мм.
рекомендуемый шаг поперечной арматуры - 100 мм.
6.9. Косвенное армирование опорных узлов анкерными стержнями закладных деталей, хомутами и дополнительными сетками рекомендуется выполнять в соответствии с рис.12. При этом дополнительные сетки устанавливаются с иагом 50-100 мм на длине не менее 10 диаметров продольной арматуры нижнего пояса и не менее 200 мм от торца опорного узла. Диаметр стержней сеток должен быть не менее 6 мм и не менее 0,25 диаметра продольной арматуры нижнего пояса.
Сетки могут образовываться из сварных гребенок. В этом случае их надо выполнять из арматуры периодического профиля класса 1-КВ.
Примечание. При номинальном диаметре прядей или канатов более 15 мм диаметр стержней сеток должен быть не менее 8 мм.
6.10. Длина заделки арматуры растянутых елементов ранетки Ц пределы вута и пояса должна быть не менее K(-40d (значение
К< - см. п. 5.10
'd - диаметр арматуры растянутых элементов) и не менее 300 мм. 4 Длина заделки раскосов в пределах вутов при £<<Ki’35d должна составлять не менее К, - lid . '
6.II. Длина заделки арматуры сжатых элементов решетки в пределы узлов должна ирименяться не менее <5d , а арматуры верхнего пояса
- не менее 20d ( d - диаметр арматуры сжатого элемента).
< 6.12. В соответствии с требованиями п.5.10 усиленная анкеровка растянутых элементов решетки может быть осуществлена при помощи коротышей, высаженных головок, петель или при помощи установки дополнительных продольных стержней, в зоне, примыкающей к узлу фермы.
4 6.13. Петли изготовляются из стали класса A-I или А-П с диаметром, равным или отличающимся на один номер от диаметра продольной арматуры.
24
Пети могут привариваться контактно-стыковой мхи электродуГово{ смрхой. дани* сварного ива должна быть 6d при односторонней при варм а 3d - при двухсторонней.
Коронин мзготовжяются длиной 4d из стали класса A-I того же диметра, что и основиая арматура. Длина сварного ива при одмосто-ронмей приварке 6d , при двухсторонней - 3d .
'6.14. Армирование стоек безраскосных ферм продольной арматурой возможно выполнять но очертании вута (см.рис.8). Прм этом в местах перегиба продольной арматуры должна устанавливаться поперечная арм; тура в виде замкнутых петель из стали класса A-I, плоцадь сечения которой определяется по пункту 5.13.
Узлы примыкания стоек к поясам безраскосных ферм должны армкро вейся дополнительной конструктивной арматурой в виде сеток, выполняемых из стали класса A-I или В-I диаметром 5-6 мм.
< 6.15. Высадку головок рекомендуется производить в соответствен с требованиями "Инструкции по технологии предварительного напряжения стержневой, проволочной и прядевой арматуры железобетонных кон< рувдий электротермическим и электромеханическим способами" (Госстр-издат, 1962).
v 6.16. При •> К<-55d (см.п.5.10) в качестве дополнительных аасеров допускается применять иоперечиые стержни диаметром не немее -у-, иривареииые к продольной арматуре точечной электросваркой.
•J6.I7. В фермах с закладкой реиеткой бетонная часть закладных раокоеов и стоек должна заходить в бетой узла ла 15-20 мм.
6*18. 1 местах сопряжения закладных растянутых предварительно мкряхеииих раскосов е узлами ферм необходимо устанавливать доколии-нпиуи иеиаирягаемуы арматуру с таким расчетом, чтобы напряжение в ариатуре от нормативной нагрузим по грани узла ба было равно 1800 кг/см2. Дополнительная ненапрягаемая арматура должна быть завеяем за торцевые граям закладного раскоса на 22 d (где d - иоми-иашы! диаметр пенапрягаемой арматуры) при наличии на концах 2-х иоиеречии, а в узел фермы эта арматура заводится на такую же длину, хак и напрягаемая арматура раскоса.
6.19. При армировании нижних поясов ферм самоаикеруюцейся арматуре!, натягиваемой на упоры, минимальное расстояние в осях между арматурными элементами (стержнями, прядями, отдельными проволоками), рекомендуется принимать:
а) при стержневой арматуре диаметром 18 мм и менее - 60 мм, 20-22 мм - 70 мм, 25-28 мм - 80 мм, более 28 мм - 95 мм;
б) при прядях диаметрбм 12 и 15 мм в направлении бетонирования -
25
60 мм,в направлении,перпендикулярном бетонжроважию-45 мм;при прядях 9 мм в направлении бетонирования-45 мм, в направлении,перпендикулярном бетонированию -30 мм (пряди диаметром 9 мм допускается расж лагать попарно).
в; проволочная арматура располагается попарно; расстояние между парами проволок в направлении бетонирования - 30 мм, в направлении, перпендикулярном бетонированию - 15 мм.
I
Примечание. При соответствующем обосновании может быть допущено и иное размещение арматурц.
6.20. По длине нижнего пояса ферм вокруг арматуры нижнего пояса должны устанавливаться поперечные стержни с шагом не более 500 мм.
6.21. Толщина защитного слоя напрягаемой арматуры на участке длины зоны анкеровки должна составлять не менее двух номинальных диаметров арматуры (не менее 20 мм) для прядей и канатов и - 40 мм для стержней.
Допускаются отклонения от указанных требований в следующих случаях:
а) при установке стальной опорной детали (листа или швеллэра), надежно заанкеренной в бетоне, допускается защитный слой бетона со стороны опоры принимать таким же, как для сечения в пролете;
б) при установке поперечной арматуры, окаймляющей напрягаемую стержневую арматуру, на всей длине зоны анкеровки допускается защитный слой бетона со стороны боковых поверхностей фермы принимать не менее 40 мм и не менее 1,5 диаметра арматуры.
6.22. В опорных и промежуточных узлах подстропильных ферм в местах опирания стропильных ферм, должны быть предусмотрены распределительные сетки.
7 6.23. В местах соединения стропильных ферм с подстропильными фермами и колоннами плит покрытия с фермами, а также в месте соединения подстропильных ферм с колоннами, должны быть предусмотрены стальные закладные детали
7. ПРОЕКТИРОВАНИЙ ФЕРИ ДЛЯ ЗДАНИЙ С АГРЕССИВНОЙ СРЕДОЙ
7.1. При разработке конструкций ферм для зданий с агрессивной средой следует руководствоваться "Указаниями по проектированию антикоррозионной защиты строительных конструкций промышленных зданий в производствах с агрессивными средами" СН 262-67.
26
Табит 4
Осло мне проектам* требовапя к железобетоне* ферм* кв тяжелого бетоне, предназначенный для экоожуетвцжя в агреееяваоЖ гаеоэоа ореде
Уаражтарнетжжа Группе аг- Отноенталв- Категоржя тражжностойжоетж ж допуежаежая жжрж- нинжальнай' Маатгажь- жпржа бетона жо Водоцежажт.отжо-
етепемж агрес- рвосвмвх аж мах- ia_P»=IP«4’_T£«t4._4 ДР1 »«ХМ« тожжжжа sa- жаж тол- юдожсврожжвдс-
«явного вовдай-«твжя гавовой «рада газов ость юадуха, % /аома маки ос та в жсотьплимс-мых тдакаях/ напрягав- напрягаемой й’армтда? JiLS’lS1" горячаката- на высоюпрочной про- ня но» ж упроч- воложа ж наделяй ив рячеката- „,ewog вы- 19д мхжо» 4 ж ж более напое 4 жж джиа жа-щитяого СЛС' до тог* ст арматуры, ик _ _ МЧИ со сторж- оо стара- с жржа- навой ар-повой ар- турой натурок натурой на выоо-жонроч. с арма-туроМ жж 1ЫООЖО-ироча. ярою ложа
Би агрессивен г«-эов 75 /влажная/ 0*2 ' ОД II п а 10 В-4 В-4 0,6 0,6
Слабо аграо- й 61-75 1 -J п и ю 10 В-4 В-6 0,6 0,55
самая Б /норналваая/ 60 0,2 0,2 п 0 30 10 >-6 В-6 0,55 0,55
а А /«ухая/ 75 0,2 0,2 п I 20 10 В-6 В-6 0,55 0,55
Среднее агрес- 5 /влажнея/ 61-75 0,2 0,1 в I 20 10 В-6 В-6 0,55 0,55
самая В 60 0,2 0,1 п п 20 ю В-6 В-6 0,55 0,55
Б /«ухая/ 75 0,2 0,1 п I I 25 10 В-6 В-В 0,55 0,45
овльжо агрсс- В /влажная/ 61-75 0,1 п п I 25 ю В-6 В-8 0,55 0,45
самая /мрнальиая/ 75 /влажная/ 0,1 "од л I I 25 10 В-8 В-8 0,45 0,45
х^Маржа батон по лодоиппрпжжцааностж определяется по ГОСТ 4880-59 •Бетон гидротахннчесжий. нетоды иапытапя бетона"
Освоение проектам* требовании к хехеаоОатохкм* форм» на тяжевого оатажа, предиазиачениш для энопжуатацнн в агрессивной газовой ореде
Характеристика етепенж агрессию го поздей-стиия газово! среды Группа агрессивна газов Опюсжтель-вая влажность юаду-ха, То /эожа мажиоетж в веотапливае-мых зданиях/ Категория тревииостойвости я допускаемая при-иа_рнскрн1ия_ю«нии, мм прм jpiajyjje Ижпмальная' толщина защитного слоя до арматуры, мм Mimub-иая толщина жа-щиткого ело до топ»ов арматуры» МТ Маржа бетон во юдоиевромцае- Водоцемежт.отио-_ вдод
напрягаемой стержневой горячекатаной навря горячекатаной и упрочненной вытяжной таодой нз высокопрочной проволоки и изделий из ifiS. НОДГДОИ 4 м и более менее 4 и _ - оо сторж-жевой армату pot с арматурой ив выоо-жояроч. со стержневой арматурой с арматурой ла выоожо-лрочм. яро ВОЛО-ли
Без агрес- 75 д 11 п » ю В-4 В-4 0,6 0,6
СИВИЫХ эов га- /влдля«я/ 0,2 0,2
Слабо «грее- А 61-75 1 П п ао 10 В-4 В-6 0,6 0,55
СЖВН8Я /юрмальная/ 0,2 0,2
Б ъ 60 /«ухая/ ОдГ одГ П п 20 10 В-6 В-6 0,55 0,55
А 75 /малая/ ОдГ од” П I 20 10 В-6 В-6 0,55 0,55
Средне в агрессивная Б 61-76 ОдГ 0Д~ В I 20 10 В-6 В-6 0,55 0,55
В 60 /СУХИЯ/ ОдГ од” П п 20 10 В—6 В-6 0,55 0,55
Б 75 /вл алая/ 0Д~ п I I 25 10 В-6 В-В 0,55 0,45
оильжо агрессивная В 61-75 /нормальная/ од~ п п I 25 10 В-6 В-8 0,55 0,45
75 /влажная/ "од л I I 25 10 В-8 В-8 0,45 0,45
Х/Иарка бетона по юдоиопроимцаемостя определяется по ГОСТ 4880-59
Бетон гидротехнический. истоды испытания бе тоже"
7.2. Основные требования, котории следует руководствоваться при проектировании ферм для агрессивно* среда изложены в табл.4.
Характеристики агрессивных газов дайн в СН 262-67.
7.3. Для повымемия долговечности зажитных покрытий и унроцепя технологии их нанесения, рекомендуется проектировать фермы в опалубочных формах, позволявадх избежать образования застойных мест для скопления агрессивных сред и облегчамях их отвод;иа гранях ферм.но-верхиость которых покрывается лакокрасочными покрытиями, рекомендуется устраивать фаски.
7.5. При нровеш категории трениностойкости, указанной в табл.5 нагрузку от подвесного крана допускается учитывать только от однего крана на каждом пути.
7.6. Для агрессивной среды рекомендуется проектировать фермы с натяжением иа упоры.
7.7. Обеспечение необходимой категории трениностойкости или нм-рины раскрытия трещин в нижиих яоясах ферм достигается увелячеииеи армирования, изменением марки бетона, а в отдельных случаях повыме-нием прочности бетона ири отиуске натяжения до 0,8 от проектной.
7.8. Для обеспечения необходимой категории трениностойкости или иирины раскрытия трении в элементах реиетки могут быть рекомендованы следующие конструктивные ренення:
а) Фермы, выполняемые с увеличением продольной арматуры в реметке и уменьшением нага поперечной арматуру. При этом иирина раскрытия трении, подсчитывается в соответствии с указаниям н.п. 5.15-5.26.
б) фермы с предварительно иапряженными закладными элементами реиетки,.'.рассчитаииыым ио П' категории трениностойкости и армированными стержнями.
Для обеспечения необходимой мирииы раскрытия трении в местах примыкания элементов реиетки к поясам устанавливается доиоииителмая ненапрягаемая арматура.
в) Фермы с предварительно напряженной монолитной реиеткой. При этом элементы реиетки армируются 1-2 стержнями. Предварительно напряженную арматуру нижнего пояса целесообразно разместить в два вертикальных ряда (в плоскости фермы) с тем, чтобы напрягаемая арматура реиетки располагалась внутри арматуры поясов.
Натяжение арматуры решетки можно производить электротермическим или механическим способом иа форму.
7.9. В чертежах рекомендуется указывать нижеследуюние требования, которые необходимо соблюдать при изготовлении ферм;
28
а) Фермы не должны иметь усадочных трещин, раковин и околов, поверхность должна быть годной для нанесения защитных покрытий без впаклевки (исправлять имеющиеся дефекты штукатуркой не допускается).
0) Торцы напрягаемой арматуры должны быть защищены 15 мм слоем плотного цементно-песчаного раствора.
в) Защитные слои арматуры должны обеспечиваться пластмассовыми фиксаторами или прокладками из бетона. Допускаемые отклонения от толщины защитного слоя оетона не должны превышать величин, приведенных в табл.З СНиП I-B.5-I-62 для всей арматуры, включая распределительную.
г) Закладные элементы и анкера в них защищаются металлизацион-ным цинковым покрытием, а в случае, если оно не является стойким в данной агрессивной среде, то - алюминиевым покрытием. Толщина покрытия должна быть не менее 0,12-0,15 мм с последующим лакокрасочным слоем.
д) Дополнительные мероприятия по повышению коррозионной стойкости бетона: специальный подбор вяжущих заполнителей, обеспечивающих поменную стойкость в данной агрессивной среде, введение в бетон специальных добавок, влияющих на структуру цементного камня, замедляющих коррозию арматуры в бетоне и т.п.; покрытие в необходимых случаях арматуры металлами, стойкими в данной среде.
7.9. Мероприятия по антикоррозионной защите конструкций после монтажа должны указываться в проектах зданий.
Группы лакокрасочных покрытий приведены в СН 262-67.
8. СОСТАВЛЕНИЕ СХЕМ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ИСПЫТАНИЙ ФЕРМ
8.1. Рабочие чертежи ферм в соответствии с указаниями СНиП П-В.1-62 (п.1.22) должны содержать схемы производственных испытаний с необходимыми указаниями по их применению, составленные на основе Г0СТа8829-66 "изделия железобетонные сборные. Методы и оценки прочности, жесткости и трещинпстойкости".
8.2. Схемы испытаний должны предусматривать проверку прочности, жесткости, образования трещин (для конструкций I и П категории тре-щиностойкости) и ширины их раскрытия (для ы категории трещиностой-кости).
29
8.3. Число схем испытаний рекомендуется принимать минимальным, обеспечивающим проверку наиболее загруженных элементов ферм.
8.4. Величины расчетных узловых нагрузок (при испытании в вертикальном положении) могут быть определены по формуле:
р = , (8.1)
I
где Р - расчетная узловая нагрузка,
N - наибольшее расчетное усилие в испытываемом элементе, Mt8. - расчетное усилие в испытываемом элементе от собственного веса фермы, приложенного в узлах верхнего пояса, - усилие в элементе от единичного загружения по данной схеме (сумма ординат линий влияния).
8.5. Величины расчетных внеузловых нагрузок по верхнему поясу определяются по формуле
Р1- S М|">-!Х. , (8.2)
где Р' - расчетная нагрузка в середине панели,
Мпр - расчетное значение момента в середине панели (приведенная величина),
Мс.е - момент от собственного веса панели, ₽. - длина панели верхнего пояса.
Величины узловых нагрузок при этом уменьшаются на полусумму внеузловых нагрузок для соседних пролетов.
8.6. Контрольная нагрузка по образованию или ширине раскрытия трещин для нижних поясов принимается равной нормативной, умноженной на коэффициент, величина которого зависит от возраста испытываемой конструкции.
8.7. Переход от расчетной к нормативной нагрузке производится по формуле
где Р - расчетная узловая нагрузка,
N" - нормативное усилие в испытываемом элементе,
Net. - нормативное усилие в испытыяаемом элементе от собствен ного веса.
8.8. С целью выявления более точной картины работы нижнего пояса под нагрузкой необходим дифференцированный подход к величине контрольной нагрузки по образованию и ширине раскрытия трещин в за висимости от возраста конструкций ко дню испытания, При испытании
30
ферм, проводимых на 7,14 и 28 день с момента изготовления, контрольная нагрузка получается умножением нормативной нагрузки (для ферм с нижними поясами, рассчитанными по I, П и И категории трещиностойкости) на переходный коэффициент
№
> (8.4)
Мт
где Мт - полная трещиностойкость ферм (она соответствует возрасту фермы в 100 дней);
N? - трещиностойкость фермы на 7, 14, 28 или 100-ый день, с учетом частичного проявления потерь от ползучести и усадки О'етона (СНиП П-В. 1-62 5.12).
8.9. При определении трещиностойкости нижних поясов на 7, 14 и 28 день, потери от ползучести и усадки бетона определяются с учетом коэффициента (СНиП Й-В.1-62 п.5.12), при этом принимается действительное значение , получаемое по формуле, даже если
<0,4. При промежуточных сроках испытаний нагрузка вычисляется по линейной интерполяции.
8.10. Учитывая ответственность конструкций предварительно напряженных железобетонных стропильных ферм, для более тщательного контроля их трещиностойкости и жесткости, рекомендуется при разработке их чертежей устанавливать минимальный срок проведения испытаний -14 дней (со дня изготовления), в тех случаях, когда при проведении испытаний в более раннем возрасте отношение NT на день испытания KkNt на сотый день превышает 1,25.
При этом предварительно напряженные закладные раскосы рекомендуется выдерживать до укладки в опалубку ферм с тем, чтобы и для этих элементов NT на день испытания не превышало бы 1,25 Nt на сотый день.
8.II. Контрольная нагрузка при проверке элементов решетки с не-напрягаемой арматурой по ширине раскрытия трещин принимается равной нормативной.
8.12. Контрольная нагрузка при проверке прочности ферм принимается равной расчетной, умноженной на коэффициент "С". Коэффициент "С" назначается в соответствии с указаниями Г0С'1л8829-бб "Изделия железобетонные сборные. Методы испытаний и оценки прочности, жесткости и трещиностойкости".
8.13. Контрольная нагрузка при проверке прогиба ферм принимается равной нормативной.
8.14. В связи с тем, что в партии ферм,долгое время хранившихся на складе, потери от ползучести бетона могут превышать потери, принятые в расчете, в схемах испытания рекомендуется дать указания о
31
повторных испытаниях образцов. Срок выдерживания ферм без проведения повторного испытания рекомендуется допускать не более 4 месяцев.
9. УКАЗАНИЯ ПО ВЫБОРУ ФЕРМ дЛЯ КОНКРЕТНЫХ СЛУЧАЕВ ПРИМЕНЕНИЯ
9.1. При разработке чертежей ферм рекомендуется составлять ключи выбора ферм для наиоолее часто встречающихся случаев применения. Ключи составляются путем сопоставления усилий от данного загружеиия с несущей способностью ферм различных марок.
9.2. В ключе целесообразно отразить конструктивную схему здания: шаг ферм, наличие фонаря, наличие перепадов высот покрытия между пролетами одного направления или между взаимно перпендикулярными пролетами, а также нагрузки на фермы от подвесного транспорта, покрытия и снега. Нагрузки от подвесного транспорта, покрытия и снега при разработке ферм, рассчитанных на применение в I-I районах снеговой нагрузки, рекомендуется принимать в соответствии с данными раздела 6 и приложения Ш.
9.3. Для облегчения выбора марок ферм в случаях, когда фактические нагрузки существенно отличаются от предусмотренных в ключах подбора ферм, рекомендуется, кроме ключей, помещать в чертежах дополнительно следующие материалы:
а) расчетные усилия в элементах ферм;
б) нормальные силы и моменты в элементах ферм от единичных за-гружений, собственного веса ферм и фонаря, подвесного транспорта и грузов, веса покрытия (при ширине плит покрытия 3,0 и 1,5 м) и снега;
в) графики несущей способности центрально и внецентренно сжатых элементов; графики несущей способности по прочности и ойразоваяию трещин предварительно напряженных внецентренно растянутых элементов и графики несущей способности внецентренно растянутых элементов.
9.4. Выбор ферм на основании фактических нагрузок производится по усилиям в элементах, определенным при помощи перечисленных выше таблиц усилий. Суммарные усилия определяются с учетом коэффициентов сочетания нагрузок.
32
Рис.I. Схемы ферм: а)сегментные раскосные фермы для скатных кровель', б)раскосные дермы с параллельными поясами для плоских кровель; в)безраскосные арочные дермы для скатных кровель; г)безраскосные арочные фермы для плоских (малоуклонных) кровель; д)безраскосные фермы с параллельными поясами; е)комблнирован-ные фермы с параллельными поясами
38
Рис.2. Очертание узлов ферм: а)узлы ферм монолитного изготовления! б)уз-лы ферм с закладной решеткой
34
ЯТЯТ? ЛтТтгП
VM1
Рис
3» Основные системы ферм:
а,в,д - при расчете ферм с помощью простейших вычислительных машин;
б,г,е - при расчете ферм с помощью ЭВМ с программированием
з)
')
35
Рис.4. График для определения расчетных длин центрально сжатых элементов в плоскости фермы
Рис.4. График для определения расчетных длин центрально сжатых элементов в плоскости фермы
Рис.5. Схемы узлов ферм
37
Рис.6. Схема для расчета опорного узла:
а - на надежность заанкеривания; б - на изгиб по наклонному сечению
Рис.7. Схема для расчета промежуточного узла
38
Рис.8. Схема узла безраскосной фермы
Рис.9. Поперечное сечение элемента решетки
Рис.10. График дая определения Кд
Рис. II. Схема арммроваиия узлов ферм
I - окаймляющая арматура каркасов; арматура; 3 - арматура растяжутого натура; связывающая каркасы
2 - поперечная раскоса; 4 - ар-
Рис. 12. Схема армирования опорных узлов
I - Продольные верхние стержни каркасов; 2 - сетки косвенно армированные; 3 - анкерные стержни закладных деталей
40
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ I
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ИЗГИБАЮЩИХ МОМЕНТОВ В ВЕРХНИХ ПОЯСАХ СТРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ ВНЕУЗЛ0В0Й НАГРУЗКИ (ПРИБЛИЖЕННЫЙ СПОСОБ)
При расчете раскосных ферм с прямолинейным (полигональным) очер танием верхнего пояса на внеузловую нагрузку и ферм с криволинейный очертанием верхнего пояса как на узловую, так и внеузловую нагрузку, изгибающие моменты в верхнем поясе определяются приближенно, как в неразрезных многопролетных балках на неоседающих опорах (рис,1,1).
Значение изгибающего момента Мои в П - ой панели верхнего пояса с учетом эксцентриситета нормальной силы (от выгиба панелей верхнего пояса)
= М* ’ (D
где Мж - изгибающий момент от местной (внеузловой) нагрузки в и - ой панели верхнего пояса;
N п - нормальная сила в П. - ой панели верхнего пояса, соответствующая Мп. ;
- выгиб (стрела подъема) fl - ой панели верхнего пояса, равный длине перпендикуляра, восстановленного из середины прямой, соединяющей узлы верхнего пояса фермы в И - ой панели.
Для учета влияния выгибов на величину изгибающих моментов многопролетную балку криволинейного очертания (рис.1.1а) следует заменим балкой, состоящей из прямолинейных участков (пролетов), на которые действует эквивалентная равномерно распределенная нагрузка, вызывающая изгибающие моменты, равные по величине моментам от нормальных сил, приложенных эксцентрично (с учетом выгибов панелей верхнего пояса) (рис.I.16).
Значение эквивалентной равномерно распределенной нагрузки для П. - ой панели верхнего пояса определяется по формуле
. 8Nn.?n. COs'ctn , .
%rU =-------------------- > (3)
U FL
где Un. - проекция fl - ой панели верхнего пояса на горизонталь-
ную ось;
42
- угол наклона прямой, соединяющей узлы верхнего пояса в fl - ой панели к горизонтали.
При статическом расчете допускается ряд упрощений:
I) в качестве расчетной схемы неразрезной конструкции принимать проекцию верхнего пояса на горизонтальную ось (рис.1.1з);
2) если отдельные панели верхнего пояса отличаются по длине не более, чем на 10%, пояс допускается рассматривать как неразрезную балку с равными пролетами;
3) учитывать только вертикальную составляющую равномерно распределенной нагрузки, горизонтальной составляющей пренебречь из-за ее незначительности;
4) опорный узел условно принимать шарнирным.
Изгибающие моменты от различных комбинаций нагрузок в неразрезной балке определяются обычными методами строительной механики.
ПРИЛОЖЕНИЕ П
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ИЗГИБАЮЩИХ МОМЕНТОВ В НИЖНИХ ПОЯСАХ ФЕРМ (ПРИБЛИЖЕННЫЙ СПОСОБ)
При определении изгибающих моментов для расчета ферм по W предельному состоянию расчетная схема нижнего пояса подстропильных ферм принимается в виде эеразрезной балки с жестко закрепленными концами (рис.П,1а), а стропильных ферм, не имевших сосредоточенных нагрузок, прилояенных к опорным узлам - в виде неразрезной балки на упруго оседающих промежуточных опорах с шарнирным закреплением на концах (рис.П, 16).
Определение моментов может производиться любым известным методом строительной механики. Рекомендуется для этой цели использовать способ П.Л. Пастернака.
В качестве основной системы при этом принимается многопролетная «разрезная балка, в которой неизвестными являются изгибающие момен-ты, действующие в нижнем поясе у узлов фермы (рис.П,1в,г).х'
х/ Расчет балки методом распределения моментов дан в Приложении У1.
43
При симметричном расположении узлов нижнего пояса относительно середины пролета фермы число неизвестных в канонических уравнениях сокращается. При нечетном числе панелей нижнего пояса система уравнений принимает следующий вид:
а1(-М(+ oui FVouf » о ,
djI'IV Ни Мг 4 Ц» М + Цг|> = О, О-К.К-Г 4 Пкк.'Ик4' + Qkf'O, (4)
Пп.,г1-< (ttnn.+ ttnn»<) Mn+ а пр=.О,
где Мл. - изгибающий момент в нижнем поясе в узле п. , примыкающем к средней панели.
При четном числе панелей нижнего пояса система канонических уравнений имеет вид:
С-и М 4 + Л)2- И г 4 - 0 ,
01 я • М, 4 й.гг'М2+ ’ Mj+ O-zp* 0,
О-кк-< ’ Мк-1 4 01хк Мк+ Qkk+v Мкм* Икр = 0 , j
(а W< 4 & аа-н)М а,--! 4 Q. ла ’ м а + Цао -Of
где Мл - изгибающий момент в нижнем поясе в узле (I , расположенном в середине пролета.
Если сечение нижнего пояса по длине фермы постоянно, коэффициентами при неизвестном в уравнениях будут:
йкк - 2 (? к + ,
пкк.,-(e^i) . (б)
Грузовыми членами являются бВ-кратные взаимные углы поворота панелей нижнего пояса:
а«Р=-6б > (?>
где £к и Ек.1 - длины панелей нижнего пояса, примыкающих к узлу к ,
пР°гибы соответствующих узлов нижнего пояса от нагрузки, для которых ведется расчет трещиио-стойкости,
В - изгибная жесткость нижнего пояса фермы, определяемая в соответствии с указаниями п.4.17.
Определение прогибов узлов производится по формуле Мора или с помощью диаграммы перемещений, дающей одновременно прогибы всех узлов фермы. При этом осевые деформации элементов фермы определяются по формуле
44
(8)
где N
EFl
L
Д = -Лк_ £. . E Fi. ' - осевые усилия в элементах ферм;
- осевые жесткости элементов фермы, принимаемые в соответствии с п.4.17;
- длина элементов фермы между центрами узлов.
Продольные силы в элементах определяются как в шарнирно-стержневой системе. По найденным значениям продольной силы и изгибающего момента, полученного из решения системы уравнений (4) или (5), производится расчет трещиностойкости нижнего пояса как внецентренно растянутого элемента в соответствии с указаниями СНиП П-В. 1-62.
Для наиболее распространенных типов ферм с равными шестиметровыми панелями пояса вычисление изгибающих моментов может производиться по формулам:
а) для подстропильных ферм пролетом 12 м
м-6в W
V
.6) для стропильных ферм пролетом 18 м
М = 6В ; (10)
в) для стропильных ферм пролетом 24 и 30 м
М = (II)
В приведенных формулах /t и (г - прогибы соответственно первого и второго промежуточных узлов нижнего пояса ферм. Коэффициент К принимается равным 7 для пролета 24 и 19 - для пролета 30 м.
Длина панели нижнего пояса £ принимается для ферм пролетом 12 и и 18 м равной фактической длине крайней панели (между центрами узлов), а для ферм пролетом 24 м и 30 м - длине средних панелей.
45
СТ,
НАГРУЗКИ ДЛЯ РАСЧЕТА ФЕРМ
ПРИЛОЖЕНИЕ Ш
ТАБЛИЦ III.I
СОБСТВЕННЫЙ ВЕС ФЕРМ
Покрытие Пролет, м Скатное Плоское или малоуклонное
18 24 30 18 24
Эквивалетная рх/ нагрузка, kv/u. 350- 850- 1500- 350- 850- 1500- 350- 650 - 950- 700- 1100- 600-
750 1300 1900 750 1300 1900 550 750 1300 900 1500 800
Вес ферм, т: 6,0 8,0 9,5 11,0 15,0 18,0 15,0 17,0 26,0 8,0. 10,0 14,0
а)из тяжелых бетонов М-400-500 б) из высокопрочных легких бетонов 0 5,0 6,5 7,5 9,0 12,0 14,5 12,0 14,0 21,0 6,5 8,0 11,0
X =1800,кг/см^ в)из бетонов высоких марок М-800-1000 4,0 5,0 6,0 7,0 9,0 11,0 10,0 11,0 16,0 5,0 6,0 8,5
х/ Примечание. Эквивалентная нагрузка указана применительно к вагу ферм -6 м.
ТАБЛИЦА Ш.2
НОРМАТИВНАЯ НАГРУЗКА ОТ ПУТЕЙ И ЭЛЕМЕНТОВ ИХ КРЕПЛЕНИЯ
даг?=“ e-1-2 «4.2 Н- 5
Нагрузка при шаге 6 м, I 0,6 0,8 Нагрузка при шаге 12 м, I 1,2 1,4 0,8 1,5
ТАБЛИЦА Ш.3
РЯД РАСЧЕТНЫХ ЭКВИВАЛЕНТНЫХ НАГРУЗОК ДЛЯ ШАГА 6 и
*12345 6 7 89 10 II 12
На-
груз-
ка, 350 450 550 650 750 850 950 1100 1300 1500 1700 1900
кг/м2
£
Таблица Ш *8
Расчетные магрувжи о» помесных двухонорных кран-балок яа Фермы пролетом 18 и 24 и
фокт, 1# сх«и Грузоподъеы- юсть Схеме подвески краж-балов lar 2»>_6_д _ la Р -Р Р ЧИМ р Г . К -А £tiar * •Ч'П ЙЙХ числе ИЙЛ ЧЭ.СЛ*
Пу1’Й лаУ‘;
1,0 гее <м 18 I 2,0 Г ' г г г г——•• •---< 4Д ' 0?8 0,5 5,1 ?7 I,F ® 6,:-. С,6 0,5 8,‘- 1,4 1,3 9,7 1,7 0,9 11,1 2,5 1,5 1 -
S.2 U r . —1 ; щ W м W Ш» «W «в ЮТ «* ч» ют ЮТ Ш ЮТ ЮТ — —* **• —— —• ЮТ «в ЮТ °” ЮТ ’ 1 Г : jW SV
2,0
*
18 3 а.2 I ,!
Л ! ± k 5 0 11 “—-—гд,
7,2 2,1 0,5 8,9 3,1 I ,с
10,6 2,7 0,5 12,7 3,7 1,0
14.4 2,7 0,9 18,3 4,4 л.,..
1^0 1 'Л —Г— ^1- < т-, ‘ 4,5 1,0 0,5 5,? 1,7 1,3
24 4 2,0 |Д— _ f Г ' 1 7,1 1,1 0,5 8,(5 2,0 1,3
3,2 Q о 2,7 0,9 И, 2 з,г> Т ,5
L -1 i
Примечания: I, Геометрическая схема ферм условно не показана
2. Нагружжи на фермы даны на уровне путей подвесного транспорта ж включают вес грузе а тали, собственный вес врана ж подкрановых путей.
3. Габариты, все, геометрические параметры я вехичынм нормативных вертикальных нагрузок приняты по ГОСТ 7890-67 "Краны подвесные ажектричесжже однобалочиые общего каззвчения". Схемы расположения подвесных кранов принята по приложении к прикану Госстроя СССР от 18 июля I9S7r. * 117.
4. Р«оч*т пдоия>м«в Пй охвв1вм а кжисжмаиямж »иж«»ои «ожсали жжпш «блжмжви »>жжо*
Таблица Ш За
расчетные нагрузки os подвесных двухоноряых краи-балок яа фермы пролетом 18 я 24 и
Пролет, Я* схем Груаоподъем-и моогь
Схема подвески краж-балоя
Шаг а>»2М„6_ж_____________
?аах f Min В ««
числе пути
_ I2!_____________
рвах р*п в *ои ИЯА числе
жути
18 I
1,0
2,0
3,2
4,1 ' 0,8 0,5 5,1 1,7 1,3
6,8 0,6 0,5 8,2 1,4 1,3
9,7 1.7 0,9 11,1 2,5 1,5
» 2,0 [500 1’<0С Ж 7,2 2,1 0,5 8,9 3,1 1,3
18 3 3,2 10,6 2,7 0,5 12,7 3,7 1,3
5,0 ЭД 2,7 18,3 4,4 1.5
о 11 1 р 14,4 0,9
d Y1
1,0 1700 9000 .2500 ЭЙСС 'i?6o 4,5 1,0 0,5 5,7 1,7 1,3
.. I 1
24 4 2,0 ..... f—з •. Г ,1 7,1 1,1 0,5 8,6 2,0 1,3
3,2 9,6 2,7 0,9 II,2 3,6 1,5
С 1 5 р1 Ч р. ( Л
Примечаиля: I. Геометрическая схема ферм условно не покааажа
2. Нагрузки на ферма дата м уровне путей йодвескооо транспорта я включает вас груза и тали, ообстваиаый вес крика я подкрановых путай.
3. Габариты, вес, геометрические параметры з величии нормативных вертикальных нагрузок приняты ио ГОСТ 7890-67 "Краны подвесные электрические одиобалочные общего каззачеиия*. Схемы расположения подвесных кранов принята по приложению к приказу Госстроя СССР от 18 июля 1967г. IS 117.
Тайипа Ш 46
4. Расчет произведен по схемам с макелиаланы» валетом консол»: три сбмхеяии кранов вплотную
ТаЛжце Я 46
Расчетные «агрузжм oi трехопормых подвесяых краж-балок жа фермы пролетом 18 24 м я маржамты вагружеимя ферм от кражож
Промт, 1* Грузеподь- схеи емкость I 2,0 18 2 • 8,2 5,0 С Схема подле ООО 7500 cm ipai-0 7500 X. '''У ' ШОК ЫСС JVMM-Ul pI»«x p2m,h PI«>n ^/s^Se flMtx Faiax р1*'и Чв»-'», Рз“$1”» пути Пуги 6,7 7,1 0,8 1,4 1,0 0,5 8,1 8,5 1,6 2,3 1,8 1,3 10,3 10,2 1,2 1,8 1,6 0,5 И,9 14,1 1,9 2,6 2,4 1,3 16,4 16,6 2,6 3,0 2,7 0,9 17,0 17,2 3,2 4,1 3,2 1,5 ) н
t 1
) Pl |Рз IP5 c
2,0 24 5 3,2 5,0 ( bCG
k5GQ| 1G5G0 .... । I050C b|b f|0 fcfO Uf5 '»O 0,0 zjfb 4,3 4,3 9,5 10,2 3,0 2,4 2,3 0,5 II,2 12,0 3,9 3,2 3,2 1,3 13,7 14,3 2,8 2,8 2,3 0,9 1б',4 17,2 3,6 3,8 3,2 1,5
г t
4'
Ц, К
Варианты загружен^ ферм реакпиями от*краноЕ^лз пролетов 18 и 24 м с шагом 6 и 12 м
Ус № схем 1 2 3 4 5
м фтоОХ Rrn[n &пах _i it t„ 1 Rmin #/r>c& Rfnin f t t t j t 1 i J L ЯУпсп Л/пал J L
2,5 Rmox Rrnl n J. i I l^rnin Rmtzx fi/nijj ♦ t ♦
3 Ятаж. ♦ L RтЛК - минимальное или максимальное
4. Расчет произведен по схемам с максимальным вылетом консоли ори сближении кранов вплотную
Табжжца Ш 46
Расчетные нагрузки от трехопорных подвесных краж-балок на фериы пролетом 18 и 24 м и варианты эагружеиия ферм от кражож
Пролет, Грузоподъ-
м схем емкость
Схема подвески краи-балок •
______________Jjie£ ^«£M_6_m______
Р1ммх р2м/'л *lnin пути
?1мах
Шаг j&ejgM-Ig I__________
'LL’ ’ rt-^ Н5!
пути
арианты загружениб ферм оеакдиямн рт'кранов для пролетов 18 и 24 м
с шагом 6 и 12 м
К № схем 1 2 3 4 5
1,4 &naz fain &т>ах. -Л 1_.±, j Rml.n fai.fi 4 i t f S/riax Ягпс,'? t t t i £т£л j i Л L
2,5. -1— i i Rmin % max fa>ijj t t t (
3 -J L минимальное или максимальное давление на путь от веса груза и тали
8
Табица Ш 5
Эиивалитяые жагрувжи <а фарвм рт во дваовых жраа-Салоа и груаов, кгУи2
Прми,__________________________________ДЕИ_Ш1Г1 i Л______________-_____________-__________________________________При_жаге 12_ц_ _ _____________________________________
водим. Э«Тг о»2т О=5,2г Q=<i GbS.a Q=St 82г Q-S,2r Q=5i Под- 8=1» Q=2r 0=3,2» 8=2» Q.'i,2i 0=5» 8=2» Q=5,2r 0=6»
грум двух»». двухов. двухов. грехов, грехов. »рах- двух- двух- двух- веса. двух- двух- двух- врвх- трех- трах- двух- двух- двух-
18 87 128 212 902 122 177 242 27 39 55 89 65 98 133 75 122 149 1 7 24 33
U 80 96 148 202 78 117 158 - - - S 62 90 ИЗ 50 68 92 - -
90 63 - - . _ - - 40--- - - -
Эквввалеяпые ввгрувп ва ферму рв евега =йОО кг/м2, вг/мЗ^
Табдвца Е 6
Продав, _ _П£и_«4Г1 £ I м При отсутотмж перевалов высот покрытая В местах веревадов высот покрытия
При отсутетвжк перепадов высот покрыт В «астах паравадов ваоот подрыгав
Бев фояаря Рядовой светоаэре-цио ж. фонарь ТЬрец ©вето-яэрац. фонаря Между продавив о лао го Между ввакмио перпеиджкумр-jpqp В£одехчр1_ Баз io варя рядовой светоаэ-ран.фо-жарь ТЬрец светоаа-рациож. фонаря Между пролетам одеюго HgnpaJueiiH Между вэажмжо-верпендккудяр-_ЧМ ЛР£ЯДОЧ
AiffiaiWWL ТЬрец свето-аэрац. фонаря
Беа фо-варя Рядовой свето-аэрац. фонарь Баз фонаря Рядовой оветоаэра-цион.фо- 1 жарь ТЬрец евето-аэрац. фонаря
Баз toiapt Тзрец । еветоаэ-рацжож. фонаря Бав фовцж Торец евето-аэрац. фонаря
18 98 91 IB 158 86 138 186 185 98 92 102 158 87 130 132 128
U 108 91 108 146 54 133 221 170 108 91 94 149 75 120 135 133
80 108 91 П5 142 107 139 218 « 170 108 85 105 143 107 133 133 129
фпечапв:
Сваговы» вагууввв ди. ж> раками охни СИвП П-4.0-62
Таблица 0 5
Эквивалентямо нагрузки ха фврки рт по двеоинх краж-балов и грувов, кг/м2
Првает,____________________ _ ________ВД_>ЦР1 6 и________________________________________________________ЦЦИ_ваге 12_ц______________________________________
я подвоон. 5=1т О»2т (1=3,2т 0=8т Q=S,2i Q=5t 612т 0=3,2т 0=5т Под- Q=Jr 0=2т 0=3,2т Q=2t Q.i,2t 0=5 т Q_=2t 0=ё,2т Q=Et
грувв двудап. двухоз. двухои. трехой. трохеи. трах- двух- двух- двух- веси. двух- двух- двух- трах- трех- трех- двух- двух- двух-2 кр.б 2 кр.б 2 кр.б алом, опори .своря, опори. грузы опори, опори, опори.опори. опори, ойорн. опори, опори, «пори.
1кр.б1кр.б 1кр..б 2 кр.б 2ир.б 2 кр.б. 1пр.б1кр.б 1крЛ.
18 87 129 212 302 122 177 242 27 39 55 69 65 98 133 75 122 149 17 24 33
34 80 96 148 202 78 117 153 - - - 52 62 90 ПЭ 50 68 92 - - -
90 63 "В 40 • •» — “> — «• »•
Таблица В 6
Эквивалентиыо нагрузки на формы рт снега о =100 иг/ж2, нг/м2х/
Пролет, _ _При_шдг1 £ и__________________________________________________________________________Др£ дв£*_1^ и______________________________________________
а При отсутотвп перепадов В местах перепадов высот При отсутствии перепадов В мостах перепадов ж сот покрытии
высот покрытии покрытия выест покрытия
Боа фонаря Рядовой светоаэра-циож. фонарь ТЬрец свето-аэрац. фонаря Между пролетами одного йДП2Ц2Л2,н2.я Без фо- Рядовой ТЬрец жаря свето- свето- аэрац. аэрац. фонарь фонаря Между вааимно перпендикуляр-Ми.вдодехами. Без ТЬрец 4ожаря светоае-рациои, фонаря Боа фонаря рядовой светоаэ-рацефо-арь ТЬрец светоаа-рациож. фонаря Между пролетами одного - -Hjp£ai«jt«|e Бев Рядовой Втроц фонаря оветоавра- евом-цион.фо- аврац. вара фоиаря Между з&аппю-жерпенднжудяр- _ЧМ 1РШЧ« Бев Торец фонаря свото- аэрац. фонаря
18 98 91 ИЗ 158 86 138 186 185 98 92 102 158 87 130 132 128
24 108 91 108 146 54 133 221 170 108 91 94 149 75 120 135 133
30 108 91 115 142 107 139 218 IX) 108 85 105 143 107 133 133 129
Примечание:
Снеговые нагрузи дави по раенетмм схемам СНиП П-А.П-62
ПРИЛОЖЕНИЕ 1У
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СВОБОДНОЙ ДЛИНЫ ВЕРХНЕГО ПОЯСА БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
СЕГМЕНТНОГО ОЧЕРТАНИЯ ИЗ ПЛОСКОСТИ ФЕРМ ПРи ПЛОСКИХ (МАЛОУКЛОННЫХ) КРОВЛЯХ
Расчетная схема фермы приведена на рис.1У.1. Верхние концы стоек и конек фермы шарнирно прикреплены к неподвижному диску покрытия. Это препятствует горизонтально перемещениям и не ограничивает вертикальных перемещений концов стоек, .выходу верхнего пояса из плоскости фермы на участках 1-4 и 4-7 препятствуют вертикальные стойки фермы, являющиеся для верхнего пояса упругими опорами.
• При этом пренебрегают
а) сопротивлением поясов фермы кручению;
б) кривизной верхнего пояса;
в) нормальными силами в стойках и изгибающими моментами в эле-, ментах ферм.
Нормальные силы в. поясах принимают постоянными по длине пролета и равными по абсолютной величине.
Расчетную схему приводят к схеме, изображенной на рис.1У.2а.
Рассматривается стадия работы фермы, отвечающая моменту потери устойчивости верхнего пояса. Тогда нормальная сила в поясах
N
где Е 3 - жесткость верхнего пояса;
Е - расстояние между точками закрепления верхнего пояса из плоскости фермы, равное при обычных схемах безраскосных ферм для плоских кровель половине пролета фермы;
jt - коэффициент свободной длины.
Система, приведенная на рис.1У.2,а рассчитывается методом перемещений. Основная система получается в результате наложения на все упругие узлы верхнего пояса защемлений, препятствующих их повороту и закрепления узлов стерженьками, устраняющими их линейные омщенжя (рис.1У.2,б)
Снетема уравнений метода деформаций имеет вид:
Т,НХ1+- t........ . ♦ Х<п.Ла = 0
luXl* ги ................+
(13)
%ш X t + -Хм X? .. ........+ % пп. ®п= О
51
где .X i, - смещения,
%1t; ...Inn- усилия в связях от единичных смещения.
При определении усилий в связях от единичных смещений учитываются также нормальные силы в поясах, определенные по формуле (12).
Система (13) имеет отличное от нуля решение лииь в случае, если детерминант, составленный из коэффициентов, при неизвестных равен
нулю 1 я .....................................
'In 1 гг ........1 гп,
= О
tnt Inn..........Inn.
Детерминант решаем методом последовательных приближений, задаваясь различной величиной коэффициента свободной длиим в формуле (12). В связи со сложностью задачи решение ее рекомендуется выполнять на ЭВМ.
Для сокращения »исла попыток рекомендуется определять коэффициент свободной длины J4 путем построения графика детерминант -(рис.1У.З).
Проведенные по изложенной выше методике расчеты, показали, что свободная длина верхнего пояса из плоскости ферм приближенно может быть принята
для ферм пролетом 18 м
V 0-ш »
для ферм пролетом 24 м
= 0,351 , где L - половина продета фермы.
52
ПРИЛОННМ J
СТЫКИ «РМ
Стык верхнего сжатого пояса полуферм рекомендуется выполнять посредством стальных накладок и замоноличивания зазора между верхними поясами полуферм бетоном на мелком заполнителе мм цементным раствором. Величина зазора стыка назначается мз условия обеспечения высококачественного заполнителя его бетоном или раствором и должна составлять не менее 30 ш. Бетон или раствор замонодичивания воспринимает расчетное усилие верхних поясов стмуевмх иолуферм. Стальные накладки привариваются к закладным деталям иолуферм. Размеры стальных накладок, если они не испытывает непосредственно действующих на них усилий, назначаются конструктивно. Бетон или цементный раствор для замонодичивания стыков должен приниматься марки же нжве 300.
Схема стыка верхних поясов иолуферм дана на рис.У.1,а.
В зависимости от класса напрягаемой арматура стмки нижнего пояса подразделяются на 2 группы: стыки пелуферм с ишрягаммой аркатурой из плохо свариваемой м несэариваемой стоим (вмоожоирочная проволока, пряди, пучки, канаты и стержни нмаое* А-ТТ) и стики полуферм с напрягаемой арматурой на хорошо свариваемой стали (класса А-Шв).
Стык имжнего пояса ферм с арматурой, натягиваемой на бетон
Конструкция стыка приведена на рмс.У.1,б и У.1,в. Анкерные устройства предварительно напряженной арммурм упирается в стальные закладные коробки, устанавливаемые в торцах иолуферм. Закладные коробки состоят из торцевого элемента 7, горизонтальных листов 8 и зертикалыш 9, служащих для иевымеиия жесткости торцевого элеиента. Соединение полуферм производите! стальными стыковыми накладками 5, привариваемыми к горизонтальным листам 8 закладной коробки. Для исключения потолочных швов верхняя накладка 5 долаетея уже, а нижняя -ияре закладной коробки.
При расчете трещиностойкости навели нижнего иояеа иолуферм со стыком подобной конструкции работу бетона на растяжение учитывать не следует.
Расчет стыка сводится к проверке прочности стельной закладной коробки, стальных накладок и сварных швов в соответствии со СНиП П-В.3-62.
S®
Пример расчета стыка полуферм с пучковой арматурой (см. рис.У.1в).
Коробка стыка и накладка выполняются из стали В Ст.З;
R = 2100 кг/см2; сварные швы выполняются электродами типа Э42.
R" = 1500 кг/см2. Расчетное усилие в нижнем поясе N = 127,1 т.
Расчетное усилие в пучке
Расчетное усилие на одну накладку 5
Требуемая толщина верхней накладки
65550
2400.22
принято й, = 14 мм,
Требуемая толщина нижней накладки
63550
2408.29
-4,04 «к
принято b2 =12 мм.
Требуемая длина сварного шва для приварки верхней и нижней накладок 5
? х —5N г __ _ 0,5 * 63550 х 25 2 см
0,7- R“hu,
0,7’1500’1,2
Принимаем = 30 см hu, =12 мм.
Расчет стыковой коровки 7 на прочность при изгибе
М у п . Я 5_ z р
WHT 4 R ' Зь ' R
Определение положения центра тяжести сечения
7 „ 3’ I Л* ^Л.8х?±112д1^С)>6 = б>9 сы
3«1,4 . 15+1,2.15
аомеит инерции сечения
I - IM.1Z8 + 15 . I.2.6.32 + 3( Д«^8+ 1,4:15-1,82) =
х 12 12
= 2,1 + 716 + 1386 = 2105 см4.
54
Максимальный изгибающий момент в элементе
М = 63,55 • 0,07 = 4,46 тм;
5 = 15* *1,2*6,3 = 114 см2;
Wl₽ = Л- = -^6000 = 213 смз К 2100
тш Зх 2405 ,Р
Wx - ~gj- - ~ 9>s- - 226 tM3 > Wx - 215см*
Средний лист 9 (см.рис.У.1,в разрез по 4-4) приваривается к горизонтальному листу 8 полным проваром.
Требуемая толщина шва для приварки крайних листов 9 к листам 8
hw ----------1Ш.0.О------ х 0,73 см;
3,2*0,7*1500.14,2
принято Иш = 10 мм
Проверка прочности сварного шва
-<п‘
$> = 0,7 для ручной сварки
Я = Л *2 , _ 12.7^1 _ 2J 3 т Р - а = 21,3 т;
4,3 6
Z « 12,0 см
hu ж 12 мм;
____J_____
2.0,7.1,2
/ 21300*114 >2 + / 21300 j2 =
2104 12
*0,595 1330000 + 3140000' ж 1260 кг/см2 « 1500 кг/см2.
Листы 8 привариваются к торцовому элемеиту 7 сплошным сварным ивом из расчета 1/3 усилия пучка.
35
Стык нижнего пояса полуферм, армированных стержневой несваривао-мой или плохо свариваемой арматурой, натягиваемой на упор!
Конструкция стыка приведена на рис.У.2хЛ В торце стмкуемаго элемента устанавливается стальная анкерно-стыковая коробка 2.
Предварительна напрягаемая арматура 4 заанкеривается в Йетоне этой коробки. Стальные стыковые накладки 3 полуферм приваривается к анкерно-стыковой коробка. Бетон коробки армируется ноперечной арматурой в виде гребенок или сеток 6.
Для улучшения заанкеривания предварительно напрягаемой арматурн в бетоне анкерно-стыковой коробки 2 к арматуре иривариваштся или опрессовываются (для иесвариваемей арматуры) вайбы 9 и, несла обрез-: ки напрягаемой арматуры - стерши.
К задней стенке коробки, параллельно напрягаемой арматуре, приваривается ненапрягаемая арматура 5.
Косвенная арматура зоны стыка может быть рассчитала ко формуле 84 СНиП П-В.1-62.
Стык нижнего нояса полуферм,армированных семипроволочными ирядями диаметром 15 мм, натягиваемыми на упоры
Конструкция стыка приведем на рис.У.З?^
Предварительно мярягаемая пряденая арматура у торца стмкуомоге элемента обрывается и заанкериваетея в бетоне за счет сцемешя.
На расстоянии, прввышаадом длину зоны наанкерировмия (не менее 70 им), устанавливаются анкерно-стисовые закладные детали черев отверстия, в которые пропускается иряди. Конструкция анкерно-стыковых закладных деталей приведена на рис.У.36. Бетон зоны стыка усиливается косвенным армированием в виде сварных сеток диаметром 6 мм из арматуры класса А-Ш. 1аг сеток по длине зоны стыка - 70-100 мм. У торца нижнего пеяеа и у анкерно-стыковой детали устанавливаются ко две сетки с иагом 40 см.
Длина зоны стыка может быть уменьшена до 50 см при установке на прядях дополнительных анкеров в виде "ершей", установленных с иагом, равмым шагу свивки прядей. "Ерши" изготавливаются из обровков высо-
х/ Применению составных ферм с данным типом втыка в каждом конкретней случае должно предшествовать испытание опытных образцов ферм, хх/Так же как в предыдущем случае, применению составных ферм е данным типом стыка должно предшествовать испытание опытных образцов ферм.
66
Стык нижнего пояса полуферм, армированных стержневой несваривае-мой или плохо свариваемой арматурой, натягиваемой на ynopft
Конструкция стыка приведена на рис.У.2хЛ В торце стшсуемего элемента устанавливается стальная анкерно-стыковая коробка 2.
Предварительно напрягаемая арматура 4 заанкеримется в Метане этой коробки. Стальные стыковые накладки 3 полуферм приваривается к анкерно-стыковой коробке. Бетон коробки армируется ноперечнвй арматурой в виде гребенок или сеток 6.
Для улучшения заанкеривания предварительно напрягаемой арматуры в бетоне анкерно-стыковой коробки 2 к арматуре нривармваатся или опрессовываются (для иесвариваемай арматуры) шайбы 9 и, иесле обрезки напрягаемой арматуры - стержни.
К задней стенке коробки, параллельно напрягаемой арматуре, ирм-варивается ненапрягаемая арматура 5.
Косвенная арматура зоны стшга может быть рассчитала я® формуле 3< СНиП П-В.1-62.
Стык нижнего нояса полуферм,армированных семипровелочными ирядями диаметром 15 мм, натягиваемыми на упоры
Конструкция стыка приведена на рис.У.З?1^
Предварительно нанрягасмая ирядевая арматура у торца стмкуемоге элемента обрывается и заанкериваетея в бетоне за счет сцеилежия.
На расстоянии, превышающем длину зоны зааикерироваиия (не менее 70 им), устанавливаются анкерно-стыковые закладные детали через отверстия, в которые пропускаются яряди. Конструкция авкерио-стжовых закладных деталей приведена на рис.У.Зб. Бетой з®ны стыка усиливается косвенным армированием в виде сварных сеток диаметром б мм из арматуры класса А-Ш. Ваг сеток по длине зоны стыка - 70-100 мм. У. торца нижнего пояса и у анкерно-стыковой детали устанавливаются но две сетки с шагом 40 см.
Длина зоны стыка может быть уменьшена до 50 см при установке на прядях дополнительных анкеров в виде "ершей", установленных с иагем, равным шагу свивки прядей. "Ерши" изготавливаются из обрезков высо-
х/ Применению составных ферм с данным миом стыка в каждом конкретней случае должно предшествовать испытание опытных образцов ферм.
хх/Так же как в предыдущем случае, применению составных ферм с данным типом стыка должно предшествовать испытание опытных образцов ферм.
S6
кспрочиой проволоки диаметром 4 или 5 мм, длиной 45 мм, вставляемых между ироволоками, составляюцмми прядь (рис.У.Зв).
Расчет стальных деталей стыка ведется подобно примеру, приведен-дому вайе.
При расчете трещиностойкости нижних поясов ферм со стыком описанной конструкции, работу бетона на растяжение учитывать не следует.
Стык нижнего пояоа полуферм, армированных свариваемой стержневой арматурой
Конструкция стыков этого тина приведена на рис.У.4.
Зона стыка - не напряженная. С целые ограничения раскрытия трещин в зоне стыка, к основной предварительно напряженной арматуре контактно-стыковой электросваркой привариваются переходные стержни, диаметр которых назначается из условия ограничения раскрытия трещин в зоне стыка.
Зона стыка армируется хомутами или сетками. Торец стыкуемого эдемента так же должен армироваться косвенной арматурой по тем же правилам, по которым устанавливается косвенная арматура в опорных узлах ферм.
Соединение арматуры двух полуферм производится с помощью ванной сварки (рио.У.4,а) или - стыковой сваркой с накладками (рмс.У.4б).
ПРИЛОЖЕНИЕ XI
МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОГИБОВ И ПРИМЕР РАСЧЕТА ПРОГИБОВ ФЕРИ С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ ПОЯСАМИ ПРОЛЕТОМ 24 м
Линейные деформации элементов ферм с учетом длительности действия нагруеки определяется по формулам:
а) для сжатых и растянутых обычно армированных элементов, рабо-мвцах без трецин
“ hh; (<*%~>)] I ; (14)
б) для растянутых предварительно напряженных элементов, работа
ет
ющих без трещин (I или П категории трещиностойкости),
Д t = [ + Nyr(!-»-ЭсоУ] ' I +Л Ко
(15)
в) для растянутых обычно армированных элементов, работающих с трещинами,
(16) rata
г) для растянутых предварительно напряженных элементов, работающих с трещинами (Ш категории трещиностойкости)
, (17)
' гп. te, Гн tn '
Деформации обжатия для элементов, работающих без трещин, вычисляются по формулам:
нижний пояс цельных ферм -
&е° оя“еь ( ; (18)
то же, составных ферм -
• (19)
0,9 *гбп Ьь
линейные (закладные) элементы -
Л^° = 0,9 FbnЕб Ку ^20)
Для элементов, работающих с трещинами, также используются формулы: (18) - (20) с подстановкой Тз вместо ео
В формулах (14) - (20;
N - усилие в элементе от внешней нагрузки ( N- Nkp + Np );
u Njji - усилия в элементе соответственно от кратковременно и длительно действующей нагрузки;
No, - усилие натяжения предварительно напряженной арматуры непосредственно перед обжатием элемента;
К»,- усилие обжатия, определяемое в соответствии с п.7.7 СНиП П-В.1-62, к моменту установки фермы в проектное положение (используемое согласно п.5.12 СНиП П-В.1-62 минимальное значение коэффициента ЗЬ в данном случае не ограничивается);
No, - растягивающее усилие в элементе от внешней нагрузки, численно равное No, ;
Fu - иощадь приведенного бетонного сечения;
- лачальиый модуль упругости бетона;
- коэффициент, определяемый но формулам (193) и (196) СНиП Я-В.1-62; при наличии многократно повторной нагрузки (от подвесного кранового оборудования) согласно п.11.6 СНиП П-В.1-62 ярименяется % = 1,0;
Т, - возраст бетона фермы (элемента) при обжатии;
- то же, при замонолжчивании линейного элемента;
- то же, при укрупнительной сборке составной фермы;
Тэ - то же, при установке фермы в проектное положение (при эксплуатационном нагружении);
% оэ,?0(ео-%с), ?0(ео -*Ч) ~ характеристики ползучести армированного
бетона при обжатии фермы, вычисляемые по формулам (21) и (22); индексы (с^-Тс )и(со-Т3 ) условно указывают на то, что (Ро. (ео-гс)и Уо(«>-х3) определяются характеристиками ползучести неармированного бетона Л(~.-тс) = - Ул и
Уо(с<>-%5) = Уо .о- fo'i. » знаком со обозначается бесконечно больной возраст бетона;
то же, при установке фермы в проектное положение;
- коэффициент, учитывающий влияние усадки бетона на деформации обжатия; принимается равным 0,90 при стержневой и 0,95 - при прядевой и проволочной предварительно напряженной арматуре;
Е - длина элементов фермы (в осях).
Для усилий в элементах принимается следующее правило знаков: пря сжатии - минус, при растяжении - плюс.
Для определения максимально и минимально возможных прогибов фермы ( $та1 и ) значения возрастов бетона T0,'t3,'tc и‘Бэ следует назначать по табл.У1.1
ТАБЛИЦА У1.1
ВОЗРАСТ БЕТОНА (В СУТКАХ)
Возраст Прогибы Фермы цельные Фермы составт Фермы из линей-
бетона ферм с монолитными ные с моноли- ных элементов
N (£) поцсами _ тными поясами
Натджещсе_а^мат^ры на_ .ynojiH
При обжатии максим. I I I
(to) МИНИН. I I I
При замоноли-максим. — — 28
'“ванм мииим. - - 7
При сборке максим. — 28 —
(Тс) МИНИН. — 7 —
При эксплуат.максим. 7 28 28
(%\ МИНИН. 360 360 360
59
Примечание ; Для упрощения расчетов закладную реметку можно рассматривать как монолитную. Это положение не распространяется на закладные предварительно напряженные раскосы ферм с параллельными поясами, в которых пояса и обычно армированные элементы реиетки выполняются монолитными. При вычисления и ^та, значения для указанных раскосов принимаются соответственно I и 90 суток.
Характеристики ползучести армированного бетона в общем случае определяются по формулам:
а) при линейной ползучести ( < 0.5R )
у.-(и)
б) при нелинейной ползучести (<5ь > 0,5 R )
5 ._________е I (22)
где б6 - начальное напряжение в бетоне (непосредственно после приложения нагрузки);
R - кубиковая прочномь бетона при нагрузке;
и - отношение модулей упругости арматуры и бещва;
jt - коэффициент армирования сечения элемента;
6 - основание натуральных логарифмов;
& - характеристики ползучести бетона;
jSn. - коэффициент, учитывающий нелинейную ползучесть бетона;
принимается по табл.У1.2
иЛ
1АБ1ПЦ П.2
ЗНАЧЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА
$п, 0 0,002 0,008 0,004
Примечание ; Для промежуточных значений /R величина $>п. принимается по интерполяции.
60
Примечание ; Для упрощения расчетов закладную решетку можно рассматривать как монолитную. Это положение не распространяется на закладные предварительно напряженные раскосы ферм с параллельными поясами, в которых пояса и обычно армированные элементы решетки выполняются монолитными. При вычислении и ^та, значения для указанных раскосов принимаются соответственно I и 90 суток.
Характеристики ползучести армированного бетона в общем случае определяются по формулам:
а) при линейной ползучести ( < 0.5R )
у.-Vji (<-еЛ*'): (21)
б) при нелинейной ползучести (бь > 0,5R. )
.__________е ________ 1 (22)
1+5>ц вь(<-ел,‘) J ’
где бь - начальное напряжение в бетоне (непосредственно после приложения нагрузки);
R - кубиковая прочность бетона при нагрузке;
а - отношение модулей упругости арматуры и бетона;
ju - коэффициент армирования сечения элемента;
6 - основание натуральных логарифмов;
& - характеристики ползучести бетона;
- коэффициент, учитывающий нелинейную ползучесть бетона; принимается по табл.У1.2
iАБДИЦА У1.2
ЗНАЧЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА
<Об/К 0,5 0,6 0,7 0,8
0 0,002 0,008 0,004
Примечание ; Для промежуточных значений (Jj /R величина принимается по интерполяции.
60
Предельная характеристика ползучести (при времени
находится по формуле
Уоо Jfoo ГЬ, • 0,2 <1 з ,
где ~ значение предельной характеристики ползучести для
условий, принятых за средние, для обычного тяжелого бетона, подвергнутого пропариванию 1,8;
О< - поправочный коэффициент, зависящий от влажности сре-
ды, в которой эксплуатируется конструкция (табл.УТ.З;
Oi - поправочный коэффициент, учитывающий масштабный фактор (табл.У1.4);
- поправочный коэффициент, зависящий от возраста бетона в момент загружения конструкции (табл.У1.5).
ТАБЛИЦА У1.3
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА 1b
Характеристика влажностного режима Относительная влажность воздуха ( <У ) 1 Коэффициент г.
Сухой 20 1,4
Нормальный 50-60 1,о
Влажный 75 0,7
Примечание. Для промежуточных значений S величины принимаются по интерполяции.
ТАБЛИЦА У1.4
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА »Ь2
Наименьиий раз-
мер поперечного 7 10 15 20 25 30 40 50
сечения элемен-
та,, см _ __ _____________________________
Коэффициент 1,30 1,15 1,05 1,00 0,95 0,90 0,80 0,75
Примечание. Для промежуточных размеров величины Н,2 принимаются по интерполяции.
61
ТАКОДА П.5
ЗНАЧВНМЯ КОЭФФИЦИЕНТА «t3
Возраст бетона в момент нагружения
(сутки) I 7 28 90 360
Коэффициент 1Ц 1>30 I>00 0,gQ о, 45
Характеристика яолаучеетн к моменту t определяется по формуле у\. - ((- e~M4t) ,
где t - время в сутках.
Для определения деформаций ферм при кратковременном действии нагрузок в формулах (14) - (20) следует прижимать значения характеристик ползучести равными нули, а коэффициенты Va вычислять согласно (192) и (195) СНиП П-В.1-62. Величины деформаций, определяемые формулами (14), (18) и первой частью формулы (15), должны дополнительно умножаться на коэффициент 1,10, учитывающий ползучее? бетона при кратковременной нагрузке.
Пример расчета фермы пролетом 24 м
Данные для расчета
Схема фермы приведена на рис.УЫ. Шаг ферм 6 м (без подстропильных ферм). Плиты покрытия размером 3x6 м. ферма цельная с закладной реаеткой. Размеры сечений элементов приведены в табл.У1,б. Бетон в поясах-марки 500 ( Е% = 380000 кг/см2), в решетке-маркм 300 (Eg « 315000 кг/см2).
Арматура верхнего пояса - стержневая класса А-Ш (Еа=2000000кг/с> предварительно напряженная нижнего пояса - высокопрочная ироволока периодического профиля класса Вр-П « 1800000 кг/см2), предварн-тельно напряженного раскоса Д^ ~ стержневая упрочняемая вытяжкой, класса А-Шв (Ен = 2000000 кг/см2), остальных раскосов и стоек -стержневая класса А-Ш. Диаметры и количество арматуры в элементах указаны в табл.У1.7.
Натяжение арматуры нижнего иояса и раскоса Д? на УИ°РЫ« Проволочная арматура натягивается до напряжений <э0 = 10500 кг/зм , . стержневая - до напряжений б0 ж 4950 кг/см2. Отпуск натяжения
62
проивводится при 70% проектной прочности бетона ( R. = 0,7 R ). Нижний иояс рассчитан по 2-й категории трещиностойкости, раскос Д2 “ п0 3-й.
Температурный перепад при пропаривании бетона предусматривается At= 40°.
Ферма предназначена для эксплуатации в зданиях с относительной влажностью воздуха 50-60% (нормальная среда).
Нагрузки (нормальные): собственный вес фермы - 13,6 т, вес плит покрытия (с заливкой ивов) и кровли - 230 кг/м?, снеговая нагрузка -100 кг/м2. Кроме того, ферма рассчитана на подвесной транспорт (двухопормые кран-балки грузоподъемностью 2 т), а также на подвеску к узлам верхнего пояса технологических грузов (по 0,5 т каждый узел). В пролете фермы предусматривается подвеска двух ниток крановых путей; учтена возможность установки на каждой нитке двух сближенных кран-балок (рис.Щ.2). Нагрузка от подвесного транспорта характеризуется следующими данными: максимальный вес поднимаемого одной кран-балкой груза и вес тали - 2,6 т, собственный вес кран-балки -2т, вес кранового пути (монорельса) длиной 6 м - 0,5 т.
Определение усилий в элементах фермы
Определяем усилия обжатия No< для нижнего пояса и раскоса Д^. Нижний подр.
О
Контролируемое напряжение в арматуре б0 = 10500 кг/см . Вычисленные согласно СНиП П-В.1-62 (табл.74) потери напряжений от релаксации соетавляют 810 кг/см2 и от перепада температур - 800 кг/см?
бы = 10500 - 810 - 800 = 8890 кг/см2;
= б0' Fh = 8890 * 13,7 « I2I600 кг.
Раскос Д2
Контролируемое напряжение в арматуре » 4950 кг/см2.
Потери напряжений от релаксации равны нулю, а температурные потери - 800 кг/см2.
бо 4950 - 800 = 4150 кг/см2;
No, » 4150 • 12,56 « 52100 кг.
Определяем усилия в элементах фермы от нормативной эксплуатационной нагрузки. Расчет ведется на три комбинации нагрузок:
I) Усилия Н< от полной длительно действующей нагрузки. Сюда
63
входят (рис.УТ.За): вес фермы
q ~ -ДЗбрО— х 95tQ 1{Г/м2
’’ 24-6
(условно приведенный к равномерно распределенной нагрузке), вес плит покрытия и кровли = 230 кг/м2, снеговая нагрузка Рс =Ю0кг/м2 (с коэффициентом С = 1,0), сосредоточенные силы от технологических грузов Pj = 500 кг и от веса крановых путей
р = — 5.00.„ = 250 кг и р - 500.2 = 1000 кг. ~ 2
Для ферм с параллельными поясами для расчета по деформациям принимается симметричная снеговая нагрузка (снеговой покров при С=1,0 по всему пролету покрытия).
2) Усилия Nt от полной нагрузки, за исключением крановой и снеговой нагрузок.
Рассматриваемые нагрузки (ркс.УР.Зб) также являются длительно действующими.
3) Усилия Nj от крйновой нагрузки.
Крановая нагрузка является кратковременно действующей. В нагрузку входят: собственный вес располагаемых под 'формой четырех сблмжеж-ных кран-балок и максимальный вес поднимаемого груза. Предполагается при этом, что поднимаемый груз находится под вйр-цйкой пролета и вся нагрузка от него передается на средний узел верхнего попса. Схека приложения крановой нагрузки показана на рис.Л.Зв; здесь р - ( 2000 х4 “ 2 * 2) : 2 = 1000 кг - нагрузка от веса двух кран-балок,
Р5 = -2000— . 4 + 2б00«4 = 14400 кг - нагрузка от веса четырех краи-оалок и веса поднимаемого груза.
Для вычисления прогибов по формуле Jopa определяем также усилия М, от силы Р=1, прилагаемой к форме по направлению искомых перемещений к среднему узлу нижнего пояса.
Усилия в элементах фермы находим с помощью построения диаграммы п.ремоны-Максвелла.
Полученные величины усилий N0<,Ni,Nj.,Ns и N(<) приведены в табл.УТ.б.
ТАБЛИЦА У1.6
64
УСИЛИЯ И АРМИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЫ
ТАБЛИЦА У1.6
Наименование элементов фермы Обои- - наче-ине длина элемента (?) см Равнары сечения (6* h) ом Арматура: кол-во — стерхи, т, (нт), днам.Д(мм), класс стали У он ли я в элементах1’/
от обжатия, _ т No) от единичной силы No> от нормативной эксплуатационной нагрузки
N< Ыа
Верхний пояс °1 285 28x25 4 0 14 Ай 0 0 0 0 0
°2 300 28x25 4 0 14 U 0 -1,26 -61,8 -48,2 -19,0
300 28x25 4 0 14 Ай 0 -1,26 -61,8 -48,2 -19,0
°4 300 28x25 4 14 АЖ 0 -2,54 -83,6 -65,6 -37,2
Нижний пояс U, 585 28x35 70 0 5 ВрП -121,6 0,61 35,4 27,8 10,0
Qt 600 26x35 70 fi 5 ВрП -121,6 1,90 78,0 61,0 28,2
Стойки V, 235 20x12 4 0 10 Ай 0 0 -4,3 -3,4 -1,0
vt 235 20x12 4 # 10 Ай 0 0 -8,2 -6,4 -1,0
235 20x12 4 0 10 Ай 0 0 -9,2 -7,4 -14,4
Раскосы *1 д2 371 20x25 4 0 14 Ай 0 -0,79 -46,0 -36,0 -13,0
338 20x14 4 0 20 Айв -52,1 0,83 33,8 25,8 П,4
383 20x18 4 0 10 Ай 0 -0,83 -20,6 -16,4 -11,6
*4 388 20x12 4 0 16 Ай 0 0,83 7,4 5,8 II,4
8
х/ Примечания: N, н.
: ШЙ §1 ИОЭД».” ia88”SS“ ="»г»‘г“ “п“!
УСИЛИЯ И АРМИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЫ
ТАБЛИЦА У1.6
Наименование элементов фермы Обоз-наче-ние длина элемеи- та (?) см Равмеры сечения (6 * h) см Арматура: кол-во стержн. nt (мт), дмам.Д(мм), класс стали Ус^л^я в элементах*'
от обжатия, _ т No, от единичной силы N(<) от нормативной эксплуатационной нагрузки
N, ы2 Из
Верхний пояс °1 285 28X25 4 0 14 АШ 0 0 0 0 0
0g 300 28x25 4 0 14 AI 0 -1,26 -61,8 -48,2 -19,0
°э 300 28x25 4 0 14 Ali 0 -1,26 -61,8 -48,2 -19,0
°4 300 28x25 4 0 14 Al 0 -2,54 -83,6 -65,6 -37,2
Нижний пояс U, 585 28x35 70 ft 5 ВрП -121,6 0,61 35,4 27,8 10,0
Hi 600 28x35 70 fi 5 ВрП -121,6 1,90 78,0 61,0 28,2
Стойки v< 235 20x12 4 0 10 Al 0 0 -4,3 -3,4 -1,0
Vi 235 20x12 4 0 10 Al 0 0 -8,2 -6,4 -1,0
*з 235 20x12 4 0 10 Al 0 0 -9,2 -7,4 -14,4
Раскосы Д1 371 20x25 4 0 14 АШ 0 -0,79 -46,0 -36,0 -13,0
Д2 333 20x14 4 0 20 A1B -52,1 0,83 33,8 25,8 П,4
£ 383 20x18 4 0 10 Al 0 -0,83 -20,6 -16,4 -11,6
383 20x12 4 0 16 Al 0 0,83 7,4 5,8 11,4
8
х/ прше„к»я: J. - gxj» «| ЖЖ Ж8Ь онего.», грузок;
Определение прогибов
Для определения прогибов необходимо вычислить линейные перемещения элементов фермы ДЕ и ДЕ0 . Вычисление it не требуется для элементов 0( и V< (их деформации не влияют на величину иска мых перемещений фермы), а также для элементов Чг и Va (для них
N, = 0). Для всех обычно армированных элементов Д?о =0.
Находим величины Fb, Fa , , у«а , Я* , lUo , Паэ, пн
пояса 1 и и? ).
= 980 см2 ; FH = 13,7 см2;
=» -Ь— = ibZ_ х 0,014;
(табл.У1.7)
В качестве примера дано вычисление и.о. и н.э. для элементов нижнего
F& - 6 • h = 28x35
Л*
Пи» -———» ДЗООООО--------- _ 5 27 (при прочности бетош
0,9 Е^ 0,9.380000
в момент обжатия Ro = 0;7 R начальный модуль упругости бетона
принимается равная 0,9 Eg ),
Ь_х 1800000
Еь.». 380000
* 4,74 ;
Fbo“f6 + rL«« -F* ж 980+5,27.13,7 = 1054 см2;
+ '*•»> F« ж 980+4,74*13,7 = 1045 см2;
8 _ х 0,069:
’но IW ++6,27-0,014
£ . я 4л74.0,014 = 0j062
'и.э 'Нп.но./** 1+4,74*0,014
По табл.УТ.б принимаем То = I, = 7 и Тэ2 ~ 360 суток. Закладная реыетка фермы в данном случае условно считается монолитной ( Тз ж 0).
По табл. 3 принимаем УД, х 1,8 и =1,0. В зависимости от размеров поперечного сечения элементов по табл.У1.4 находим значения *12 • 11° табл.У1.5 *1» = 1,60 при = 1, 15 = 1,30 при
ТАБЛИЦА У1.7
ВЕЛИЧИНЫ ПРОГИБОВ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЫ
Обозначение элементов фермы hi Ftt< Put •г и.,. V Уэ.~ К
'б.ЛО Fm з tuo £ 1 Н.З
°2 700 6,16 0,009 — 5,27 732 - 0,044 0,95 2,22 0,77 - 2,06 0,74
°8 700 6,16 0,009 - 5,27 — 732 - 0,044 0,95 - 2,22 0,77 - 2,06 0,74
°4 700 6,16 0,009 - 5,27 - 732 - 0,044 0,95 - 2,22 0,77 - 2,06 0,74
900 13,7 0,014 5,27 4,74 10,54 1045 0,069 0,063 0,92 2,65 2,15 0,74 2,19 1,91 0,66
lh 900 13,7 0,014 5,27 4,74 10,54 1045 0,069 0,063 0,92 2,65 2,15 0,74 2,19 1,91 0,66
*1 500 6,16 0,012 - 6,35 - 539 - 0,072 1,00 - 2,34 0,81 - 2,03 0,74
д2 280 12,56 0,045 7,06 6,35 369 360 0,2420,223 1,07 3,08 2,50 0,87 2,00 1,49 0,62
Лз 360 3,12 0,009 - 6,35 - 380 - 0,052 1,02 - 2,38 0,83 - 2,13 0,76
д4 240 8,04 0,084 - 6,35 - 291 - 0,177 1,11 - 2,60 0,90 - 1,73 0,69
3
ТАБЛИЦА У1«7
ВЕЛИЧИНЫ ПРОГИБОВ УЛЗМВНТОВ ИРМЫ
Обозначение элементов фермы Ч Fa< Fm /"a Л •w П-и.э. 1н.э. Ffiao ifo.00 fS.oo Уо.о»
ho £ I H.3
°2 700 6,16 0,009 — 5,27 732 - 0,044 0,95 — 2,22 0,77 — 2,06 0,74
°8 700 6,16 0,009 - 5,27 — 732 - 0,044 0,95 — 2,22 0,77 - 2,06 0,74
°4 700 6,16 0,009 - 5,27 - 732 - 0,044 0,95 - 2,22 0,77 - 2,06 0,74
900 13,7 0,014 5,27 4,74 10,54 1045 0,069 0,063 0,92 2,65 2,15 0,74 2,19 1,91 0,66
Ц2 980 13,7 0,014 5,27 4,74 10,54 1045 0,069 0,063 0,92 2,65 2,15 0,74 2,19 1,91 0,66
500 6,16 0,012 - 6,35 - 539 - 0,072 1,00 - 2,34 0,81 - 2,03 0,74
д2 280 12,56 0,045 7,06 6,35 369 360 0,2420,223 1,07 3,08 2,50 0,87 2,00 1,49 0,62
Дз 360 3,12 0,009 - 6,35 - 380 - 0,052 1,02 - 2,38 0,83 - 2,13 0,76
д4 240 8,04 0,034 - 6,35 - 291 - 0,177 I.II - 2,60 0,90 - 1,73 0,69
3
1э1= 7 и = 0,45 при %Э± = 360 суткам У.- = fJL Ти’и'Ь» . Например, для элементов и, и И2 4*0.=» = 1,8.1,0.0,92.1,60 »
= 2,65;
1,8*1,0.0,92.1,30 = 2,15 и т.д.
Переходим к вычислению характеристик армированного бетона
'fo^., 5Эи (см.табл.У1.7).В качестве примера рассмот-
рим определение этих характеристик для нижнего пояса. При обжатии нижнего пояса ( U,и Иг ) начальные напряжения в бетоне
б$ »——— = -IZI6QQ ж П6 кг/см2 < 0,5 R « Fb.no Ю54
х 0,5*0,7*500 х 175 кг/см2, следовательно имеет место случай линейной полаучести бетона.
По формуле (21)
К--А -цудй >-110 *
При обжатии раскоса
ж 5Ц.ОД ж 141 кг/см2 > 0,5*0,7.300 = 105 кг/см2 369
(случай нелинейной ползучести).
По табл.У1,2 при —- х--------Itl— = 0,67,
h 0,7.300
принимаем = 0,0027 и по формуле (14) вычисляем
4
И.О
<+М(, 0-е*^" *’•')
-o.nz-3,08
С
7,06 0,045
1-
4 * 0,0!7 444(4-6
= 2,00
Значения
определяется по формуле (21), так
как при действии эксплуатационных усилий, как правило, имеет место
линейная ползучесть Оетона.
Рассмотрим примеры вычисления величин и Д£о (табл.У1.8)
I) Сжатый обычно армированный элемент верхнего пояса 0^ (по формуле 14)
При определении $ m(n
вв
Ab—1— • [Nkp4- Нал (j + %<oo)h = rUi t 6.3. L * J
- 37200 +(-83600)’ (1+2,06)
-------------------------- . 300 = -(J, 316 cm. 732’380000
2) Растянутый предварительно напряженный Ц2 (но формуле 15 и 18). Коэффициент Ку арматура).
элемент нижнего пояса = 0,95 (проволочная
При вычислении указанной деформации
a = ~ М4Л9'-1°80000 (UB,95-2J9).600-U,622cm
’Ь.П.0 Lbs
Мцр+Н^л (•)+Уэ.4оо)
£ 28200 + 78000 •(< +(,94) ,
404b • 380000
600 + (- 8,622) = - 0,237см
Растянутый предварительно напряженный раскос Д2.
Сначала нужно проверить, образуются ли в раскосе трещины в возрасте бетона %3, =7 суток от усилия b + Из = 33800+II400 = = 45200 кг (вычисляется та же деформация). Выполненная согласно СНиП П-В. 1-62 проверка показывает, что элемент работает без трещин ( Мт = 50300 > 45200), и следовательно, величину дЕ определяем по формуле (15).
Величину ДЕ» вычисляем по формуле (20) при Тз = 0 и К = 0,9’0 (стержневая арматура). V
No Гр р
7 : f Ку Jo(o=> -Ч3) '
’"Б.ц.о to
-—7^00-------- . 0,90’2,00’383 = -0,344 см.
369.0,9’315000
Д{' - ,1^00+33800(1+1д 49) . 383+(0-0,344) = -0,021 см. 360.315000
При других комбинациях нагрузок и раскос Д2 также рабо-
тает без трещин и величины Ас и ДЕ0 определяются аналогичным образом.
3) Растянутый обычно армированный раскос Д^
Проверка трещиностойкости показывает, что раскос Д^ при любых комбинациях нагрузок работает с трещинами ( NT = 2900 кг). Следовательно, дЕ определяется по формуле (16) при 'фа * 1,0 (согласно п.11.6 СНиП П-В.1-62).
69
Например, при N=- N,+ N3 = 7400+11400 = 18800 кг;
Ab-Д--------->|r g -------18800----. 1,0.383 = 0,448 cm.
b- ta u 8,04-2000000
Используя полученные значения А? и полученные ранее значения усилий N(,) (см.табл.У1.6), по формуле | = ЦН(,) ЛЕ
находим прогиб (см.табл.У1.8).
ТАБЛИЦА У1.8
ВЕЛИЧИНЫ ПРОГИБОВ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМ
Обозна- Относительное Деформации _
чение удлинение,
элементов ферм см максимальные минимальные
°2 - -0,225 0,283
°з - -0,225 0,283
°4 -0,316 |Z 0,815
-0,607 -0,438 -0,267
-0,622 -0,237 -0,440
Дт - -0,337 -0,268
д2 -0,344 -0,021 -0,017
Дэ - -0,256 0,212
Д4 - 0,448 9,5к 0,372
Е 1,51
Ё 3,02
ТО
ПРИЛОЖЕНИЕ УП
ПРИМЕР РАСЧЕТА СЕГМЕНТНОЙ ФЕРМЫ ПРОЛЕТОВ 24 м
Пример I
Данные для расчета
Схема фермы приведена на рис.УП.1.
Шаг ферм -6м, фонари - по серии ПК-01-126, плиты - 3,0x6,0 м.
К фермам крепятся 2 подвесных крана грузоподъемностью ft = 2 т.
Равномерно распределенная постоянная нагрузка от покрытия сос-□
тавляет 360 кг/м . Расчетная равномерно распределенная нагрузка от снега 140 кг/м2.
Бетон М-400.
Напрягаемая арматура нижнего пояса запроектирована в двух вариантах - семипроволочные пряди диаметром 15П7 по ЧМТУ/цНииЧМ 426-61 и стержневая класса А-1У по ГОСТ» 5781-61.
Напряжение арматуры производится механическим способом на упоры. Величина контролируемого напряжения:
для прядей =0,8 R» = 0,8*15000 = 12000 кг/см2;
для стержней б =0,9 R, = 0,9.6000 = 5400 кг/см2.
Кубиковая прочность бетона к моменту отпуска натяжения арматуры
при прядях К» = 0,7 R ;
при стержнях х 0,7 R ;
Определение усилий в элементах ферм
Для определения нормальных (осевых) усилий в фермах расчетные нагрузки приводятся к сосредоточенным силам, приложенным в узлах (см. табл.УП.1). Осевые усилий даны в табл.УП.2 (Осевые усилия
определяются любым известным методом строительной механики).
В соответствии с Приложением П определяем изгибающие моменты, необходимые для расчета нижнего пояса (при варианте прядевого армирования) на трещиностойкость . Расчеты прогибов узлов ведем по формуле Мора (табл.УП.З и УП.4).
71
3
ТАБЛИЦА УП.1
НАГРУЗКИ НА ФЕРМУ
й _ _ _ Величина нагрузок, т
Нагрузка схемы Схемы нагрузки ~ ~ ------------------------------
Р1 Р2 Рз Р4 Р5 Р6 Р7 Р8 Р9 Р10
I_________Z________________3______________________________4_ _ 5 _ _6_________7__________8_____9_______10 _ И 12 _ _ 13.
Собственный вес фермы
Нагрузка от покрытий
^ = 0,Ит/пи
LL1.IT 1 i Ш11111111111! I Ин 111И11111111111Н111111
1 Г" Г2 f* Г4 f5 f6 f7 1,35 1,35 1,35 1,35 1,35 1,35
ft »С,5бт /м2
1ТТПТ11IU1! rm 1Т1И111И11^1 П1 Hill IIIГ1IITIIIНПТПТ1
2 г- г- г-1 Г4 Г5 Г61 „ 6,48 6,48 6,48 6,48 6,48 6,48 lL
1,35
6,48
Собственный вес рядового 3 фонаря
Собственный вес торцового 4 фонаря
Снеговая 6 нагрузка при рядовом фонаре
Снеговая ПН1ilIHНП?! h 1111 nnu 0,lt* нагрузка _______ j____tL J/* !LJN „. —
за торцом 10 tum 11 ш-ffiu 1111 и гт i г п птгптгт i1 m 111111 ш и
Ф°на₽я о,ч 111111111111111^^,1^............ IIHjlHHITI
p p p p p
ПГ ГИП niTrilllllll 111 III 1ТТГП M8*0i5»
rnjm-ггИ 1111IIIH111111111HH o,«^.5t
^frnull Hlilli 9
13 iRmai 1 RmU
|>1 jis |Pa | Pa | Pl
3
(продолжвпе табхжцм VI 1.1)
. _4____5_____6____7_ _ 8 _ _9_ _I0 _ _lf_ _t2~_ - -IX
4,2 3,15
4,2 3,15 3,15 4,2
2,77 2,52 2,27 I,
2,77 2,52 2,27 2,26 2,27 2,52 2,77
Z2,66 2,62 1,49 0,75
2,66 2,62 1,49 1,5 1,49 2,62 2,66
4,7 0,8 0,4 0,4 0,4
V V V V г p
(продолхетие таблжцы V/1.1)
12
13.
4,2 3,15
0,5^
Снеговая >,6t 1Ш1 HIHlIlli'l 111 hi пин нагрузка —С*. Г’---------------
за торцом 10 ijgpfi'Ti Г11.11ГП ш n'h 11 н 11 ri i гтттгг ф°на₽я о.чПТТТТПТШГ1Т.......................................‘
п !' !' <> !' Р-П111ITI 11'111 ifmill III III II ИЦ 0,28 Х0.5ЧГ nTTrn-rll 1111II111! I И 111111 III 0,?2>?,5^
3,15 4,2
JIIIIIIIIIIITI
12
13 »Rmat
27 I
2,77 2,52 2,27 2,26 2,27 2,52 2,77
2,66 2,62 1,49 0,75
2,66 2,62 1,49 1,5 1,49 2,62 2,66
в,5<|
Pg |P, |P>> |Ps
1 RmiR
4,7
0,8
0,4
0,4
0,4
f7
& P ? F © P
x r> 4 f T ' ? 5 9
юдолжеие
_ _I 2 13 2 подвесных крана _ J* .3. J Г! • ««» 12 _ _I3 _ 4,7 0,8 0,4 0,4 0,4 |Pt 0,7 5,6 0,4 0,4 1,6
по luuij 7890-67 J Кяах Pmlit 1 .. Inlk
15 ’* J 11J £ 1 ₽T 4,7 0,й U,8 4,7 0,4
Линл Rm« u fcmai tai
16 * 1'4 P7 0,7 5,6 5,6 0,7 2,8
Rma< Rmc* u
17 iD. p. p. 0,7 5,6 0,8 4,7 1,6
Твбжжца УП.2
Гмпк 1 MtHinz фарш, т
ккмонва ФЧ* алемм 1 ......... in макни Шиш Иакбохкме Помаете» жравы Bear*
Смг >а ахам »
1 IW Т
! Оабатвм-, нН каа ; *•₽« Пэ приме 1Ьр«п. фОКфК Сушжнм джтмм. 9 10 II 12 1=1,0 К =0,9 нмйд.вд*?. К «1,0 ции К-0,9
I 1 2 __5 7 « _. II _ _ - 13 , Л _ _
Mpxnt кааа °1 1 -Ю,1 -48,5 -7,6 -86,2 -13,6 -18,7 -16,9 -22,7 -22,7 -20,4 -15,7 -14,1 \ -100,7
1 -П.1 -48,6 “8,9 -68,6 -12,4 -18,3 -15,0 -21,7 -21,7 -19,5 -18,0 -16,2 j -104,3
в3 1 -10,? -46,8 -8,5 -66,0 -11,8 -17,6 -14,5 -20,8 -20,8 -49,7 -17,9 -15,6 ; -101,3
°4 1 ”1**1 -51,8 -9,7 -73,6 -9,6 -19,2 -10,8 -а,5 -а,5 -19,4 -29,0 -20,7 ! -113,7
Капай ком «I 1 8,8 1 /6,0/ 42,8 6,8 /6,2/ 58,4 12,0 16,6 15,0 20,1 20,1 18,1 13,7 12,8 88,8
«2 1 11,8 1 Д0,8/ 58,0 /47,1/ 9,8 /9,8/ 74,6 /66,9/ 11,8 19,7 13,5 22,8 22,3 /16,0/ 20,1 /14,4/ 23,0 /19,2/ 20,7 /17,3/ 115,4 /96,6/
1 -0,3 -0,7 -0,7 -0,6 3,9 3,5
;и 4,1 1,9 8,1 1,0 0,7
1,9 <1,4 : 1,4 1,3 -2,7 -2,4 12,9
1 -0,1 I.I I.I 1,0 -8,2 -7,4
.Раскин *2 ! -1’7 | -8,8 -1,9 -12,4 -2,8 -2,9 -3,2 -2,1 -3,2 -2,9 0,6 0,5 -22,7
1 —3*0 -3,8 -3,8 -8,4 г 3,5 -8,1
*8 1 0,8 1,6 -0,2 1,7 -0,7 -1,2 -4,8
1 2,4 -2,6 2,6 2,3 2,9 2,6 6,6
--- 1 0,2 -0,4 -0,4 -0,4
С»ЙЖ / V, } 1 1,6 4,0 0,3 5,9 1,5 1,0 3,8 8,4 10,7
1 1,3 1,4 1,5 1,4
V, 1 1,2 2,1 0,9 3,6 0,5 1,0 0,7 1,4 1,4 1,3 3,6 3,2 8,1
3
Уеижвя i меаехтах ферм, т
Таблица УН.2
Ваааеаовеем эхехевм i _ Фере Дхятахыага Свег во пет К Навбольаее уев- Подвеете жрввы Всего I хае 4=2 т ! Ообетвех- Поври- ЗЬрцев. Сумарам 9 10 II 12 в=1,0 К=0,9 НаиСрлмер успехе , ж* ме пе ФО1Ц)Ъ дитмьи. КИ.О 9 J ИР» .1 2_ 2 1 J 7 £ 9 Ig II 12 13 _14_ ВерпиИ мае 0т 1 -10,1 -48,5 -7,6 -66,2 -13,6 -18,7 -16,9 -22,7 -22,7 -20,4 -15,7 -14,1 -100,7 О- -тт.т -ая.к Лч _КЯ.Я -Т2.1 -ТЯ.Я _ТЯ П -ЧТ 1 -ТЧ S -ТЯ.П -ТЯ.Я -104.3
. . _ .
в3 t -10,7 -46,8 -8,5 -66,0 -11,8 -17,6 -14,5 -20,8 -20,8 -49,7 -17,8 -15,6 -101,8 04 ' -12,1 -51,8 -9,7 -73,6 -9,6 -19,2 -10,8 -21,5 -21,5 -19,4 -28,0 -80,7 -113,7 Капав мае «х | 8,8 42,8 6,8 58,4 12,0 16,6 15,0 20,1 20,1 18,1 13,7 12,3 88,8 ) /8,0/ /6,2/ I, 1 11,8 58,0 9,8 74,6 II,8 1 9,7 13,5 22,3 22,3 20,1 23,0 20,7 115,4 | ДО,8/ /47,1/ /9,8/ /66,9/ /16,0/ /14,4/ /19,2/ /17,3/ /98,6/
’ -0,3 -0,7 Ь ’ 2,1 4,1 1,9 8,1 1,0 0,7 -ЛЛ 1 ; 1 1,3 1,4 -0,7 -0,6 3,9 3,5 1,4 1,3 -2,7 -2,4 12,9
1 -0,1 1,1 .Расвоеы Sj । -1,7 -8,8 -1,9 -12,4 -2,9 -2,1 . -2,8 -3,2 1,1 1,0 -8,2 -7,4 -3,2 -2,9 0,6 0,5 -22,7 -3,8 -3,4 3,5 -3,1 -4,8 2,6 2,3 2,9 2,6 6,6 -0,4 -0,4 3,8 3,4 10,7 1,5 1,4 1,4 1,3 3,6 3,2 8,1 е-
| -3,0 -3,8 Ig 1 0,3 1,6 -0,2 1,7 -0,7 -1,2 I 2,4 -2,6 1 0,2 -0,4 Спваи V, | 1,6 4,0 0,3 5,9 1,5 1,0 1 1,3 1,4 V, ' 1,2 2,1 0,3 3,6 0,5 1,0 0,7 1,4 2 1 L L
а
ТАБЛИЦА УП.З
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОГИБА СРЕДНЕГО УЗЛА ФЕРМЫ
Наименование элемента ферм Длина, мм Размеры см JL Усилие от нормативной нагрузки, т Усилие от единичного груза, N не
3287 0,47 486,0 -1,03 41,7
°2 3037 25x28= =700 0,43 -89,0 -1,23 47,2
°з ЗОЮ • * 0,43 -87,0 -1,18 44,1
°4 3010 0,43 -97,0 -2,01 83,7
Щ 5800 25x28= =700 0,83 75,0 0,9 56,0
и2 6000 0,86 98,6 1,62 138,0
к 3287 1,83 11,0 0,31 6,25
4036 12x15= =180 2,24 -19,4 -0,61 26,5
^з 4036 2,24 5,7 0,51 6,5
v< 2450 1,36 9,1 0,26 3,22 z 453,17
vi 2950 1,64 6,9 +0,32 3,62
Z мне ! = 453,17x2+3,62 « 909,96 т/см д = £ = = 2,6 см 350 000
Определяем значения коэффициентов канонических уравнений
а„= 21л = 580*2 « 1160;
а«- = 580;
а«= 2 (£* + £.) * 2(580+600) « 2360;
а21- Ег= боо;
2400;
Йэ»’ ?2 = 600;
%
Qrt я _ 6В • -Ь2_ s -6,1,52» I010 -Ь2. = -3*I08; 580 580
П2!> . -6*1 '•2»I0I0(2»£=b9 _ J,9-0 ) e J 94. Ю8; 580 580
(U » -6«I,52*I010 ) = 2*I3*I08.
С'Э 600
Уравнения имев! вид:
I,I6M< + 0,58Mt- В.IO5 = 0;
0,58М< +2,36 Мг +0,6 М» +1,94*IO5 » 0;
I,2Mi + 2,4Мэ + 2,13*IO5 = 0.
Решая уравнения, находим неизвестные моменты
Мт - 3,4 гм;
М2 - - 1,6 и;
М„ = 0,1 тм. О
В качестве примера лрмвежем также определение изгибающих моментов в нижнем поясе методом распределения моментов (рис.УП.2).
Определяем коэффициенты распределения неуравновешенных моментов
При определении погонной жесткости стержней опускаем модуль бетона Et , так как во всех пролетах марка бетона одинакова
i _ У j У С,-г У Ь 6
"" г ' " ‘т ’ г*
Условно примем I - 4 ; l,.f = 4,03
- 4.03
Коэффициенты распределения М « - vt-
м«" -h» °.51 i м» мй -
Определяем моменты защемления
В = 0,85*3,5«108. 0,51»10“® = 0,152*10* моменты в балке 1-2 (рйс.УП.2).
М я -« frO,.##*!04 , 0>019 _ 5>2 тм>
с2 5,8*
балке 2-3
77
и = 6-0,152. IO4 # 0,07 = 1,8 тм.
6,02
Неуравновешенный момент на опоре 2
М = 7,0 тм.
Распределяем неуравновешенный момент пропорционально коэффициентам распределения:
М2»ег = 5,2 - 7jOt5i = ™;
1,8-7.0,49 = 1,6 тм;
Mmt. = 5,2 - 0,5.7.0,51 = 3,4 тм;'
М,„е. = 1,8 - 7.0,49.0,5 = 0,1 тм.
Расчет нижнего пояса
I. Напрягаемая арматура - пряди диаметром 15П7
Расчетная продольная растягивающая сила Н = 115,4 т; арматура - пряди диаметром 15П7 ( = 9600 кг/см2).
Принимаем сечение нижнего пояса 6 = 25 см, h « 34 ем, бетон марки 400 ( £ц = 210 кг/см2).
Принимаем 10Ф15П7 ( F и * 14; 15 см2) и раенолагаем пряди в сечении симметрично (рис.УП.За).
Расчет на образование трещин
продольная осевая растягивающая сила от нормативных нагрузок Мн= 98,6 т, нормативный изгибающий момент Ин = 1,6 тм.
Размеры сечения нижнего пояса 6 = 25 см, h = 34 см;
Ro= 0,7 £ = 280 кг/см2; кт = 17,5 кг/см2; F, = 14,15 см2;
б0 = 0,8 R* = 0,8-15000 = 12000 кг/см2 от центра тяжести сечения до нижней грани У = 17 см.
Определяем геометрические характеристики приведенного сечения
П = -Ь- = Iig-T196. = 5,15; Е6л= 25x34+14,15.5,15 = 923 см2.
Et 0,35-10°
Находим центр тяжести наиболее растянутой арматуры:
78
FH = M. = 7 07 см2;
2
SH x 4,24-5 + 2,83-13 = 58 см3;
и a. ’ SH 58
a.-a- a - — . — . MlH .
ТАБЛИЦ УП.4
ОЯРЕДМЕНИЕ ПРОГИБА ПРОМЕЖУТОЧНОГО УЗЛА ФЕРМЫ
Наимеко- Джима, Раймеры, 1 Усилие от Усилие NNE
ванне им ом но рматив- от еди-
элемента ! но 8 нагрув- ничного
ферм ки . т груэа.т
3287 0,47 -86,0 -1,611 65,0
°2 3037 0,43 -89,0 -1,882 72,0
о» 3010 0,43 -87,0 -1,807 67,5
°4 3010 25x28x700 0,43 -97,0 -0,996 41,6
°4 ЗОЮ 0,43 -97,0 -0,996 41,6
о8 3010 0,43 -87,0 -0,593 22,1
°2 3087 0,43 -89,0 -0,618 23,6
°1 3287. 0,47 -86,0 -0,528 21,3
и. 5800 0,83 •75,0 1,424 88,7
ut 6000 0,86 98,6 1,356 115,0
и'г 6000 25x28*7ии 0,86 98,6 0,81 68,6
и; 5800 0,88 75,0 0,467 33,7
Л1 3287 1,83 11,0 0,426 8,6
д2 4086 2,24 -19,4 0,592 -25,7
Д» 4086 2,24 5,7 -0,494 -6,3
Д,, 4086 2,24 5,7 +0,247 3,1
Д2< 4036 12x15x180 2,24 -19,4 -0,296 12,9
»1 3287 1,83 11,0 0,140 2,82
v< 2450 1,36 9,1 0,406 5,0
уг 2950 1,64 6,9 0,163 1.8
2450 1,36 9,1 0,133 1.6
А NHE 664,5.1000 • = 1,9 см Е 664,5 т/см
Е? 350000
В = 0,85 Е89 •. X I, 52- I010
Момент инерции приведенного сечения равен
79
FH = 1.5 _ 7)0? CM2. Sh x 4i24-5 + 2,83.13 = 58 cm3;
2
y„ = ft. q= , ___ _ WtH
ТАБЛИЦА УП.4
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОГИБА ПРОМЕЖУТОЧНОГО УЗЛА ФЕРМЫ В *
Наимено- Длина, Размеры, 1 Усилие от Усилие m
вание мм см но рматив- от еди-
элемента f но Й нагрув- ничного 1
ферм т ки груза,т т
°1 3287 0,47 -86,0 -1,611 65,0
°2 3037 0,43 -89,0 -1,882 72,0
о3 ЗОЮ 0,43 -87,0 -1,807 67,5
°4 3010 25x28=700 0,43 -97,0 -0,996 41,6
°4 3010 0,43 -97,0 -0,996 41,6
°з 3010 0,43 -87,0 -0,593 22,1
°2 3087 0,43 -89,0 -0,618 23,6
3287. 0,47 -86,0 -0,528 21,3
и. 5800 0,83 75,0 1,424 88,7
Ut 6000 0,86 98,6 1,356 115,0
U'z 6000 25x28=7ии 0,86 98,6 0,81 68,6
U’l 5800 0,83 75,0 0,467 33,7
Д1 3287 1,83 11,0 0,426 8,6
д2 4036 2,24 -19,4 0,592 -25,7
Ав 4036 2,24 5,7 -0,494 -6,3
\ 4036 2,24 5,7 +0,247 3,1
А>, 4036 12x15=180 2,24 -19,4 -0,296 12,9
«I 3287 1,83 11,0 0,140 2,82
v, 2450 1,36 9,1 0,406 5,0
уг 2950 1,64 6,9 0,163 1,8
VJ 2450 1,36 9,1 0,133 1,6
А NNE 664,5.1000 = 1,9 см 664,5 т/см
350000
В = 0,85 Ев</.₽. = I.52.I010
Момент инерции приведенного сечения равен
= + 2 3 + 2 5,15(17-8,2)*
= 81700 + 5600 = 87300 см4.
Эксцентриситет внеиней продольной силы относительно центра тяжести приведенного сечения равен
Определяем усилие предварительного обжатия с учетом всех потерь и коэффициента точности натяжения ГЛ, = 0,9.
Первые потери предварительного напряжения арматуры 6*1 ; про-
исходящие до обжатия бетона:
а) от релаксации напряжений стали
» (0,27 ~Ь- - 0,1) б0 » (0,27-£2000 - 0,1). 12000 = 1390 кг/см2
Ra 15000
б) от температурного перепада
а 800 кг/см2;
б, I = б7 + » 1390 + 800 » 2190 кг/см2;
б 04 = <оо - 6,1 » 12000 - 2190 « 9810 кг/см2.
Усилие предварительного обжатия с учетом первых потерь
NOI= <о0<- F, = 9810» 14,15 х 139000 кг = 139 т.
Вторые потери предварительного напряжения арматуры б,п , происходящие после обжатия бетона:
а) потери от усадки бетона (СНиП П-В.1-62, табл.14)
= 400 кг/см2;
б) потери от ползучести бетона
f - 3R0 (-ff- -0,5)
Еь'Ко L Ко J
Определяем напряжение в бетоне от усилия предварительного обжатия, считая 60 = 0 так как усилие предварительного обжатия приложено симметрично по отноиению к центру тяжести приведенного сечения
в------Й-. . №2- . и „/и2.
Fl. «23
80
бг = VЪб* 10 .400., (I5i+3.280 - 0,5) / = I860 кг/см2;
0,35. Ю6.280 280
(э,]1 • Й(+б2 = 400 + 1360 = 1760 кг/см2;
би = бм -6,1 = 9810 - 1760 = 8050 КГ/СМ2.
• Усилие предварительного обжатия с учетом всех потерь и коэффициента точности натяжения ГП-, = 0,9.
No « Штбм’ FH = 0,9.8050.14,15 = 102600 кг » 102,6 т.
Определяем Ч-я - расстояние верхней ядровой точки от центра тяжести приведенного сечения. Для этого вычисляем момент сопротивления сечения как для упругого материала
Wo » —= 5130 см2;
Условие "а" п.5х8 "Инструкции по проектированию железобетойнмх конструкций" удовлетворено, так как сила обжатия N, и ядровая точка, наиболее удаленная от нижней воны сечения, расположены по одну сторону от пенней си» N .
ЛВ28Жа условия (5.9) "Инструкции по проектированию железобе-нструкдий". -----------------
Момент сопротивления WT= У-V/o = 1,75*5130 = 9000 см8.
Расстояние между внешней силой N и силой обжатия No равно С-С, - бон «1,62 см.
С-Со= 1,62 см > —3? УЛ— в 17*519000. , j 53 см т<0 N. 102600
условие (5.9) удовлетворено. Следовательно, расчет по образованию тренда производим из условия (5.4), т.е. MJ 4 Мт .
Момент трещинообразования определяем ио формуле
Мт= RtWt+ No(Eo*Ta) « 17,5.9000+102600 ( 0 - 5,6 ) «
= 1,57 + 5,75 = 7,32 тм.
Момент внешних сил Mg внецентренно растянутого элемента находим по формуле
М» = 98600(1,62.+ 5,6) = 712000 кг/см = 7,12 тм;
81
М* = 7,12 тм <МТ=7,32,
т.е. трещиностойкость нижней зоны сечения обеспечена.
2. Напрягаемая арматура - стержни
Расчет производим из условия N 4 RHFH
F, =_±----------- 22,6 «А
RH 5100
Принимаем 6 диаметром 22А1У ( FH = 22,81 см2) и располагаем г сечении симметрично (рис.УП.Зб).
Ширину раскрытия трещин определяем по формуле
Напряжение в растянутой арматуре, принимаемое при расчете ширины раскрытия трещин, находим по формуле
Нт” Г~р8
га+ тн
Определяем усилие натяжения No при напрягаемой арматуре
FH = 22,81 см2.
Геометрические характеристики приведенного сечения
П = -^2- = 2'1С)б -Л- - = 5,72; = 25x34+5,12*22,81=850+130 =
Еъ 0,35-Ю6
= 980 см2.
Первые потери предварительного напряжения арматуры, происходящие до окончания обжатия бетона:
а) от релаксации напряжений стали
= 0,4(0,27 -А- - 0,1) б0 = 0,4(0,27-^25 - 0,1).5400 = ЗЮ кг/см2 Ra 6000
б) от температурного перепада при At = 40°
64 = 20 At = 20-40 = 800 кг/см2;
6,1 = ЗЮ + 800 = 1100 кг/см2;
б0,’бл-бл1 - 5400 - 1x00 = 4290 кг/см2;
NOi=6«-Fh = 4290 • 22,81 = 98000 кг.
82
Вторые потери предварительного напряжения арматуры, происходящие после обжатия бетона:
а) от усадки бетона
<53 = 400 кг/см2; б) потери от ползучести бетона
* Еь Ro ’ 6s *3Ro НТ- ~>
<0 = = 98000- = 100 кг/см2 б = .0^.8,2.106.400. . 100 =
L 980 0,35-10 . 280
। on р = 654 кг/см , б»1 = б3 + б„ = 400 + 654 = 1054 кг/см2;
бог = + 6,1 = 4290 - 1054 = 3236 кг/см2;
No = 0,9 FB €„ = 0,9.22,81-3236 = 66500 кг = 66,5 т;
ба , JL2L- = 98л6..103-66,5-1003 = 32100 ..... = мо кг/см2. Fa+ Fn 22,81 22,81
Усилие, при котором в сечении образуются трещины, Nt-RpFb +(300- <0a) Fa +(300+(Пт<5о)Ри =
= 25’850+(300+0,9-3236).22,81 = 21200 + 73000 = 94,1 т.
Определяем коэффициент Уа при длительном действии нагрузки
'Fa =1-0,35 -^т_ ----------формуле (7.12) "Инструкции по проек-
тированию железобетонных конструкций".
%= I - 0,35 -%£-9-°- - бб5?° = I - 0,30 = 0,70.
98600 - 66500
Расстояние между трещинами Ет определяем по формуле (7.13) "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" Ет = Ц, JAjOL
11 - —- - °* - п КС л = -Ей— =. 22,81 = л П 97 ‘
Ua s 4 4* °-55 р 850 °'02' >
rt= 0,7; gT= 0155 о 7 _ 14 2;
0,027
83
И,= 0,7G . 14,2 = 0,0070 см = 0,070 мм < 0,1 мм.
2 «10б
Расчет верхнего пояса на центральное сжатие
Расчетные длины верхнего пояса принимаем по п.5.2.
Размеры сечения 25х 27 см.
Расчет панели 02; L = 3 м. Мал.= 68,6 т Мк = 35,7 т.
Из табл.4.3 “Инструкции по проектированию железобетонных конструкций” -у— = ^25- = 12 находим коэффициенты Ч = 0,96 и
П1м= 0,96.
Определяем по формуле (4.3) величину приведенной продольной силы
N„ = + 35,7 = 107,2 т.
(Пал 0,96
Требуемую площадь арматуры определяем из условия 4.2
= -Л~ ~ R"pl: = -----I?О*25«28 _ Ц2000-П9000 _ 0<
К ас ” 3400 ~ 3400
Армирование конструктивное
Для панелейOj и 02 принимаем 4 диаметром ЮАШ ( Fa = 3,14 см^)
Расчет подфонарной панели 0д-0^
N«= 72,8 т, Ык = 37,1 т, I» = 600x0,8'= 480 см.
Из табл.4.3 "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" -у- = —= 19,2 находим коэффициенты f = 0,83 и
nt эл = 0,83.
Определяем по формуле (4.3) величину продольной приведенной силы
N, = —-------+• NK = —+ 37,1 » 125,1 т.
пса, 0,83
Требуемую площадь арматуры определяем из условия
84
-ТГ -UP I25I00 Т9П OR
F - ~ 170,25,28 = 15Ю00-П9000 . о й лИ2
Fm 3400 3400
Принимаем 4 диаметром 18АШ ( Fa = 10,18 см2).
Расчет растянутых элементов решетки по раскрытию трещин
Сечение элементов решетки 0>h = 120 х 150 мм.
Данные по армированию и усилиям в элементах решетки приведены в табл.УП.5.
ТАБЛИЦА УП.5
УСИЛИЯ И АРМИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕШЕТКИ
Элементы Нормативн. решетки усилие N? Продольная рабочая Напряжение а₽матУРа’ б- = ад ’ о СМ гц O'h'Fa
Д1 11,0 4ф14АШ Fa =6,16 см2 1785 3,55
Дэ 5,7 4фЮАШ Fa =3,14 ом2 1815 1,78
V, 9,1 4ф12АШ Fa =4,52 см2 2015 2,68
v3 6,9 4ф12АШ Fa =4,52 см2 1530 2,68
Нормируемый защитный слой Й = 20 мм.
Фактический защитный слой Q = 30 мм.
Допускаемая ширина раскрытия трещин ( О.т ) = 0,3 см.
I. Раскос Д^
Вычисляем максимальное раскрытие трещин бетона
оТс = Кс, • а‘
К ст = 1,7
Средняя ширина раскрытия трещин на поверхности бетона определяется по У. 13: „ср ба .ср
ат = Ya —Ё7 Lt -ка ,
85
так как > 1600 кг/см^ и > 3%, то 'Fa принимаем равным 1,0.
Определяем шаг хомутов, оказывающий регулирующее влияние на расстояние между трещинами (формула 5.17)
2Е? 4 U, 4 2,5Вт’’'
Среднее расстояние между трещинами (формула 5.18)
I" <+' - и Мг1; «’ X 1 777 ‘
* »'"5 75®
= 6,9 хи
Г/= (2,1-0,1* ^5_ ) 6,9 = 1,654 *6,9 = 11,42 см;
400
2f,» 22,84 см; 2,5Е'Т₽ = 29,7 см.
Максимальное расстояние между хомутами в соответствии с указаниями п.12.27 СНиП П-В.1-62 составляет U* 42*12 = 24 см.
Принимаем шаг хомутов Щ = 24 см.
Условие У.17 22,84 см < 24 см 4 29,7 см выполняется.
Проверим условие 2,5 4 2£т""’ , где С"° определим по
формуле У.20.
2t,8'"l = 2. [&т ] • Ea = 2 03-.L.1.0.6 = ГП8 =39,6см
т к„Ла-ба ГЬ (0 4785
29.7 ьм < ЗЭ.бьм
Определим диаметр хомутов:
оц >z 0J Рх = 2( Е.+ Ь) =.2(9 + 12)’42см)
Их
dx 4,3 мм
х 42
В соответствии с указаниями табл.З принимаем dx = 5 мм. Таким образом, условие У.15 удовлетворяется и £т = 0,5 Их = 120 мм
Вычисляем OlV = 1,0* 17 85. 120 = 0,107 мм.
2*10°
Максимальное раскрытие трещин (5.12):
Ит= 1,7 • 0,107 = 0,182 мм
86
Условие У.8 удовлетворяется, так как 0,214 < 0,3 мм
2. Раскос Д2
Ya = 1-0,35 ° i8, ^.-.1,5-25 = j _ 0 221 = 0 779;
5700
L = 0,175 ~ = 0,175 —= 9,82 см; 0,0178
Гт = ------- = 25 см.
1,7-0,779-1815
1,25 ?‘т₽ = 1,25-16,2 = 20,25 см.
20,25 см;
_ 0 Эоп
С= (2,1-0,! ^=4- )-9,82 = 1,647’9,82 = 16,2 см;
2^ = 32,4 см.
Так как 2 > 2»!2, то определим
„ Эоя. [а,] ' Еа К,т• Ya- ба.
Проверяем условие 5И8 1,8 ??= 0,8-9,82 = 7,86;
Принимаем И» = 20 CMj 7,86 см < 20 см < 1,25 1? = 20,25 <
Диаметр хомутов принят, как и в Др равным 5 мм. Таким образом, условие У.15 и указания п.5.24 удовлетворяются и lA = Ux = 200 мм
Вычисляем" аст₽= 0,779 . 200 » 0,141;
2-10°
аг= 1,7-0,14! = 0,24 мм < 0,3 мм.
3. Стойка V,
’Fa= I - 0,35 I5*£5 = I - 0,138 = 0,862;
9100
U = 0,175-----=7,84 см;
0,0268
С= (2,1-0,1- gQI'5- ) 7,84 = 1,596’7,84 = 12,5 см;
400 9«п
гак как 2С' >26 =24 см, то определим =
= -Q-«-3.:.2.:lQ6- _ 20 з см < 26 ;
1,7-0,862-2015
87
0,8 L = 0,8^7,84 = 6,28 см, 1,25 = 1,25*12,5 = 15,6 см <20,3
Принимаем U,= 15 см.
6,28 <15 15,6 см;
dx = 5 мм Lr₽=LlT = 150 мм;
а'р= 0,862 -2-015, 150 = 0,13 мм;
2*10°
ат= 1,7*0,13 = 0,22 <0,3 мм.
4. Стойка V2
= I - 0,35 = I - 0,183 = 0,817;
6,9
L = 7,84 см; ЕтР = (2,1-0,1 ^30 ) 7>84 _ р,718*7,84 = 400
= 13,5 см;
2?‘ТР >21 = 24 см Е’“ = 2х.?д1д10.6------- = 28,2 см > 2 6 ;
1,7*0,817.1530
1,25 С = 1,25*13,5 = 16,9 см < 28,2 см.
Если принять Uх = 150 мм, то Нт <0,30, так как напряжения в арматуре стойки V2 меньше, чем в стойке V,
Если принять Ux = 26 = 24 см, dK = 5 мм, тогда
LCP=Ux = 240 мм.
ПСТР= 0,817 240 = 0,15 мм;
2*10°
0т = 1,7*0,15 и 0,25 мм <0,3 мм.
Стойку V2 можно не считать, так как 6V< < , а армиро-
вание одинаковое.
Расчет сжатого раскоса Д2
t = 4036. Сечение 12x15 см.
Расчетные продольные силы М8л = -12,4 т, NkP= -10,3 т.
Из табл.4.3 "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" = 27, находим коэффициенты 4 = 0,66
о 12
и т.ал= 0,68.
Определяем по формуле 4.3 ж. 4.13 той же инструкции величину
88
приведенной продольной силы Nn
М„ = —+ + 10,3 = 18,2 + 10,3 = 28,5 т.
ГПа» 0,68
Требуемую площадь арматуры определяем из условия
г 28508
Г _ Ч 0,66 <70-4245
га ------г * —-----------------------------= 3,7 см
Рас 3400
принимаем 4 диаметром 12АШ ( Ра = 4,52 см2).
Армирование фермы иллюстрируется на рис.УП.4.
! Расчет промежуточных узлов
Расчет ведем по формулам 5.4 и 5.5. Эскизы узлов приведены на рис.П1.5 Данные по анкеровке каркасов решетки в таб^.УП.б.
Узел 2 (см.рис.У11.5а.)_
Необходимое сечение поперечных стержней каркасов определяем по формуле
* a Ra> Сое *Р
к? = I; кт =--------—-------- = £122- = 0,62; Соеф =.......1-5~- = 0,47;
2 1 3400 3400 3287
КЛэаа = 0,62 • 35 • 1,4 = 30 см;
30
Р ____f1 ..." 4 0, т.е.
х 0,47.2700*0,47
поперечная арматура по расчету не требуется, принимаем конструктивно диаметр 6АШ шаг 100 мм.
Площадь сечения окаймляющего стержня
F- ; Net . = 0,04(n₽ <- O.bNp)
fbg Kaoc
F = — s °’29 см2» принимаем диаметр 1ОАШ.
Узел 4 армируется конструктивно (см.рис. У11.5 ). Окаймляющий стержень диаметром 10АШ.
89
ТАБЛИЦА УП.6
ДАННЫЕ ПО АНКЕРОВКЕ КАРКАСОВ РЕШЕТКИ
fe Эле- Арматура Напряжение _ _3аделка _________________________
уз- мент класса фактическ, в~опалубку_ _________________в_пояс
ла фер- А-Ш кг/см2 длина, длина, длина, длина, эскиз мм диам. мм диам. анкеровки
2 3 Д! V, 4 0 14 4 0 12 2100 2370 500 390 35,7 32,5 300 260 21,4 21,7
Дг Сжатый элемент
4 *з 4 0 10 2100 510 51 290 29
5 v2 4 0 12 1800 430 36 260 21,7
*i 4 0 14 2100 590 42 220 15,7
б V, 4 0 12 2370 500 41,5 260 21,7
д2 Сжатый элемент
Дз 4 0 10 2100 400 40 НО II
7 V2 4 0 12 1800 500 41,5 260 21,7
Поперечная арматура диаметром 6АШ, шаг 100 мм.
Узел б (см.рис.7.5).
В узле сходятся 3 элемента с усилиями = 12,9 т;
V = 10,7 т; Д2 = - 24,7 т.
При расчете поперечной арматуры каркаса по формуле 5.4 проверяем прочность анкеровки каркасов растянутых элементов Д| и V, раздельно, условно считая сжатым рядом расположенный элемент.
Проверка прочности анкеровки Д^-
Np= 12,9 т, ба = 2100; Кт = = 0,62; К9=1,05;
1 3400 3400 г
Кг МОИ <05-22+31.4 '
Cosf = 1548. - 0 4-7. о К,Ь J Ц6?-35 -<Д >
3287 " hRax-Cos’P 8-2700-0,47 " ’
90
Поперечная арматура принимается конструктивно.
Проверка прочности анкеровки элемента \/(
NP = ю,7 т; £, = 260 мм; К2 = 1,05;
К.. -52- .-2322- =0,?;
1 3400 3400
1 . 10700 <1 - . 0107.
* 6-2700
Поперечную арматуру каркаса принимаем диаметр-бАШ, шаг - 100 мм. Определяем сечение окаймляющего стержня
Моа= 0,04 ( D, *0,5 ) = 0,04(12,9+0,5» 10,7) = 730 кг;
No.a
'а = --------“
П-2 К а о
_ 7rf0— = q 4 см2.
2.900
Принимаем диаметр 10АШ.
Узел 7 (см.рис.7.5).
Проверяем прочность анкеровки элемента Дд*.
N₽=6,6t; К, = 1,05; к = 2100 s 0,б2; СоьЧ « = 0,67;
г -1 3400 4036
р 6600 С1' 1 )
I --------—--------------------- = 0,303.
tx 4-2700» 0,67
Проверяем прочность анкеровки элемента:
N₽ = 8,1 т; К, = 1,05; Кт = -I8-Q-Q- = 0,53 г 1 3400
зюо (I - )
Ъ----------------27TJ0 ------------- < °’
Принимаем диаметр 6АШ шаг - 100.
Определяем сечение окаймляющего стержня:
Cos4 = I;
9Т
No.a= 0s04 (6600 + 0,5 • 8,10°) = 470 кг;
470 2-900
= 0,26 см* 2.
Принимаем диаметр ЮАШ.
I Расчет поперечной арматуры опорного узла фермы,
V ______ армированной прядями диаметром 15П7
I» Из условия обеспечения заанкеривания арматуры U, = 88,8 т -расчетное усилие в приопорной панели > £,= 53 см - фактическая
длина заделки напрягаемой арматуры;
Rd = 3400 кг/см2 - расчетное сопротивление продольной арматуры;
Rax = 2700 кг/см2 - расчетное сопротивление поперечной арматуры;
?зх = 150 - длина заделки арматуры (табл.1).
Площадь продольной ненапрягаемой арматуры
Fa- —- Fa = 0^:88-800 = 13360 = 393 см2.
' 3400 3400
Принимаем: Fa - 4,52 см2 (4 0 12АШ).
Величина заделки ненапрягаемой арматуры La. = 51 см.
Величина заделки ненапрягаемой арматуры, обеспечивающая полное использование ее расчетного сопротивления £за
35d = 35x12 = 42 см.
Отношение в формуле У.1 принимается не более I.
Ьзс/
Число поперечных стержней П = 14 (рис.пт-б) у = 0.
По формуле У.1 площадь одного поперечного стержня
88800 - 9600»14,15 • - 3400’4,52’1,0
14.2700.1,77
= 88800-4800-15400 = 0 39 см2
66000 ~ ’
При Fa =4 диаметром 12АШ поперечная арматура диаметром 8Аш, шаг - 100.
2. Из условия обеспечения прочности по наклонному сечению.
Усилие в приопорной панели верхнего пояса 0, = 100,7 т
92
Длила узла £« = 115 см.
Расстояние от торца узла до точки пересечения осей верхнего и нижнего поясов 01 ® 17 см.
Расстояние от верхней грани опорного узла до центра тяжести напрягаемой и ненапрягаемой арматуры hHO-hao * 7^ см.
Определяем высоту сжатой зоны по формуле 5.з1
Йан Fh -г- + Ra- Fa 9600* 14,15- -4Д- + 3400.4,52 X X -------—-------------- х ------------------------------- =
Ru-fi 210-25
= 103 см.
Определяем диаметр поперечных стержней по формуле 5.2.
Q < ( L чзл ” (1) 5 In $> + Ran Fh ' (, Ьно _ "Т ) —
I ¥ 1 ‘
- R.F. 4s-(h„ --г) ___________US -_______________
Rase 2-хп.
, 100700(115-17).О,5-9600.14,15 • 68,8-3400.4,52.68,8
’» Я 14 • 2700 . 42
4950000 - 2800000 - 1050000 = 0 73 см2
1590000 ~ ’
При 4 диаметром 12АШ поперечные стержни диаметром ЮАШ, шаг -100 мм.
Расчет верхнего пояса на внецентреиное сжатие при ______плитах шириной Х,5 м и бетоце марки 400
Усилия Иал= 68,6 т, NK = 35,7 т.
Ма« = 1,3 тм, Мк = 1.0 тм.
Сечение 25x28 см.
Марка бетона 400, Ru х 210 кг/см^.
Продольная арматура - сталь класса А-Ш, Ео = 0,8 X (. «240 см
Определяем величину относительной высоты сжатой зоны бетона of по формуле (4.178) "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций"
оС -
Ru
93
р
Так как 8,6 < 10 гпб( = I*
м - а* + М _ м +м С Ми 250000 п о м
Nft таи +Nk-N«+Nk f043DO“ -2'2tM
Me= М#л + Мк -1,5 *4,0 “ 2,3
. _----104300— _ Q 83 .
210.25.24
Так как оС = 0,83 > оС = 0,55 (см. табл.4.9), необходи-
мую площадь арматуры определяем по формуле 4.183.
Для определения в первом приближении коэффициента принимаем С = 400.
По графику 4.3 "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" значению С=400 при
•у-= 0,4 > - 0,08 соответствует /г = 0,0086
(см.табл.4.5 п.4.74), т.е. площадь сечения арматуры
Fa=X^ll = 0,0086-25.28 = 6,02 см2.
По графику 4.4 при а « <Q6 = Хо.^о-о,1°£ = 0,178
С Ru F 400.210.700
И = 0.8:300—в8 g находим Ц, =1,15
/v h 28
Но формуле (4.136) определяем
Ь U г + = 2,2.1,15 + 10 = 12,53 см.
Площадь сечения арматуры Да и Ап' в первом приближении равна
Fa =
Nn£ Ао макс * Pu 6hg
Rqg (ho - a')
= 1.04300-12,53-0,4» 2I0«25.242 B I3I0000 - I2I000 = j 48 <^2
3400.20 68000 ~ ’
Полученная в первом приближении площадь арматуры Fa значительно отличается от принятой для определения коэффициента Q, Учитывая, что величина Га должна быть в пределах от 1,48 до 6,02 см2, принимаем Fa =2,26 см2 и проверяем вычисления.
94
По графику 4.3 при =0,4 и JJ = -2»2~ = 0,0032. л 700
С = 300.
По графику 4.4 при it = —Л*.?.= 104300*1.0g. = 0 23? CRUF 300*210*700
и Д = 86, находим ft = 1,21;
Е = 2,2*1,21 + 10 = 12,66.
F = С’ = 104300»12,66-0,4*210.25.242 _ I322000-I2I0000 = j б5 см2 а а 3400*20 ” 68000 ~ ’
Окончательно принимаем Fa = Fa = 2,26 см2 (2ф12АШ).
Расчет верхнего пояса фермы на внецентренное сжатие
при плитах шириной 1,5 м и бетоне марки 500
Размеры сечения элемента 6 = 25 см, h = 25 см,
Q = 0.’ =4 см; бетона марки 500 ( Ru = 250 кг/ом2) арматура Аа и Alt симметричная из горизонтальной стали класса А-Ш ( Ra« Rax я 3400 кг/см2);
Ми = 104,3 т; Ml = 2,3 тм; £« = 2,2 см.
Требуется определить площадь сечения арматуры Ла и Аа' h0 = 25 - 4 = 21 см; 300_ = 9,6.
4 h 25
Определяем величину относительной высоты сжатой зоны бетона сС по формуле (4.178):
оС =... --- = 0,8 > oCMO«. = 0,45 (см. табл.49).
RuU» 250*25*21
Согласно указаниям п.4.88 "Инструкции по проектированию железобетонных конструкций" для элементов из бетона марки выше 400 площадь сечения арматуры в первом приближении определяем по формуле (4.183). Для определения коэффициент *1 принимаем С = 400. в »
По графику 4.3 значение С = 400 при - 0,35> -jp- =
= --12 = 0,088 (см.табл.4.5; п.4.74) соответствует
Fg
ТГ
Л
= 0,0108, т.е. площадь сечения арматуры
Fa = 0,0108*25*25 = 6,75 см2
По графику 4.4 при ft = - --- = 104300*100 я Q 1б7
CRu • F 400*250*625 ’
95
I
и Д = -у— = 9,6 находим Ц, = 1,19 .
По формуле (4.136) определяем I
L =£алЦ, + = 2,2’1,19+ = 2,62+8,5 = 11,12 см.
Площадь сечения арматуры в первом приближении по формуле (4.183) равна
NE Аомакс ~ Ru Kha
Rat (ho - Of)
Га ~ Га. ~
№4300 - 0,35 250 25 2f* 3400(21-4)
= Ц6,000.0-965.000 . 3>37 CM2t где 57700
Aj.M0«t = 0,35 (см.табл. 4.9 )
Так как П» = IO4-3OO кг > оС макс R u6ho+ Rat Fa =
= 0,45*250"25’21 + 3400-3,37 « 59I00+II400 = 70500 кг.
Площадь сечения арматуры уточняем по формуле (4,183) Инструкции, заменяя величину Аомакс интерполяционным множителем Au . При
этом для вычисления интерполяционного множителя А и и коэффициента принимаем площадь сечения арматуры А а в первом приближении равной Fa = Fa = 3,37 см^.
По графику 4.3 при = 0,0054 ж —— = 0,35
25’25 h
находим С = 312.
По графику 4.4. при П, = .IP4.59Q* W------ х 0,213
312-250.25-25
Д = 9,6 и находим = 1,24.
Определяем значение 6 = 2,2-1,24+8,5-2,73+8,5 = 11,23 см.
По формуле (4.174) определяем
= Ao.M«c Mho +RacFa (ho-ft) 0,35 • 250 25 -fAsMWTff оСна« IMho+UF; = 0,45-250-25 -2F+3400-3,5
ЗБ56ОО + ^95000
59200+ <1450
По графику 4.6 при
= 16,4см
£. = IL25 - 0,685;
Е 16,4
0,5 (h0- д') _ в,5 ё ~ 16,4
= 0,52 находим Аи = 0,382
96
ПРИЛОЖЕНИЕ УШ
ПРИМЕР РАСЧЕТА БЕЗРАСКОСНОЙ ФЕРМЫ
Пример I
Определение усилий в элементах фермы с учетом _________перераспределения моментов___________
Схема фермы приведена на рис.УШ.I.
На основании предварительного расчета геометрические размеры элементов приняты:
- верхнего пояса 24x20 см;
- иижнего пояса 24x22 см;
- стоек 24-20 см.
Усилия в элементах, определенные при расчете фермы как статически неопределимой системы или с помощью таблиц величин изгибающих моментов и нормальных сил от единичных нагрузок (см.рабочие чертежи ферм) приведены на рис.Уы.2.
Максимальные расчетные усилия в верхнем поясе в панели 8-4
М х 3,2 тм N « 94,2 т,
в нижнем поясе в панели 3-4
И = 3,4 тм Н = 93,0 т.
3 соответствии с указаниями "Инструкции по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций с учетом перераспределения усилий", снижаем момент в верхнем поясе на 30%, принимая Мр= 0,7 • 3,2 = 2,2 тм, N = 94,2 т, Не = 7,9 тм, в нижнем поясе на 5и%, принимая Мр х о,5«3,4 = 1,7 тм, N = 93 т, Не = 7,3 тм.
принимаем армирование поясов одинаковым по всей длине фермы. Находим сечения, в которых Ne , определенные без учета перераспределения моментов, превышают значения, полученные после снижения изгибающих моментов, определяем величину, на которую необходимо уменьшить момент, чтобы не превзойти принятые для расчета значения Ne .По концам стержней, в сечених, где намечено снижение моментов, вводим пластические шарниры, к концам элементов^ примыкающих к шарнирам, прикладываем изгибающие моменты, на величину которых произведено снижение, направление их принимаем таким, чтобы они создавали в рассматриваемом сечении моменты, противоположные моментам от внешней нагрузки (рис.УШ.З).
Расчет выполняем методом распределения моментов, правило знаков в узлах ферм принимаем в соответствии о рис.8.30.
97
Определяем жесткости элементов фермы ЕъЗ . Так как Ее-coast то Е s опускаем.
3«.п= —— = . 1б.10з см4 я дст
12 12
Знл = 2gL = 21,4.10s см4. 12
Определяем погонную жесткость элементов фермы.
Верхний пояс
L»-'= l6-5 =стйгйив- =49,7; 1?_3 « i
V।vvX* XU
= 53,3;
= ls-4
=. &*LQ8 0,316.10s
= 50,7;
Ез-ц “
O.VSjje-IO8 ж 39>8 0,301.IO3
Нижний пояс
iR а&Ы2 0?280’IQS
- 76,5;
Li-г' = Lb'-it'
213» IQ*
0,3.10*
= 71,4;
t 0-4'
ii'-a' -L<3' « -Sx75.a14*IQ8-- «53,5.
0,3.10е
croasfi.
l|l4 - Ls'-S
= IfelP8
0,151.IO3
« 106;
if 2 = iv-<f
0,249-Ю8
ij'-з
1Ы,Оа.
0,279* IO8
« 57,4 .
98
Определяем жесткости элементов фермы ЕьЗ то Er опускаем.
Так как Es- coast ,
3Jn= = ?4«y)3 = I6.I0s CM4
<2 12
ст.
3H„ .= -21L-22L = 21,4» IO3 CM4.
12
Определяем погонную жесткость элементов фермы.
Верхний пояс
lo-<= I 6-5
i£iaL_ О,301.IO3
= 53,3;
Cf-l = Ез-Ч
= _I^_3 =50,7; 0,316.10s
= 49,7; ip.j
1з-Ц
OJ^-IO8 - 39,8 . 0,301.10®
Нижний поде
lo-f' = L 6-5*
.те., o,28o«io3
if'-;' = Lb'-V
iLiao8 =7I4 0,3.10s
Ll'-З' ’Ц'-з'
Pu.75.^,4^08 ,585
0,3«IO8
Grote
Lfif - Ls'-s
0,15Ы08
« 106;
L;1 I * Ьч'-ч
16. IO8 0.249-I08
64,2
i-l'-З
= -J.6.-I03 0,279* IO3
= 57,4
98
Определяем коэффициенты распределения
I Д .$ A..J
>ач « - -А2»7. « - о.зээ /G-s ;
126,2
- 0,607 « //«-в1.
1.Л..Л-Д—I-
X ж 49.7
49,7+50,7+106
» -0,241 « //s-б ;
Al « “
50,7
206,4
х - 0,246 » Л5-*;
Лм’« А’-ь » - 0,513.
1 а о.д i
ж--------- м*7------- ж - 0,302;
50,7+58;3+64,2
А-3 = = -^*2— = - 0,316; 168,2
« - 0,382.
Узел 3
ж--------53,8--- ж _ 0 482
53,3 + 57,4
Лз-з' « - 0,518;
« - 32*3 « - i,oo.
39,8
Удел 4
---------52x8-------- ж - 0,25 39,8+64,2+50,7
А-*' « “ —ж - О 415
154,7 и’415
99
/h-ь = - 0,327.
Узел 5*
76,5 в _ 76,5
76,5+71,4+106 253,9
Хб'-Л » -
71,4
253,9
х - 0,281 х
- - 0,417 =
У 3 е j 41
А'-5'»------------------ х —21Л ж - 0,377;
71,4+64,2+53,5 189,1
jU4< ч ------Sbi
189,1
х - 0,389;
Aie'» - 0,284.
Узел З1
Х-г' =
53,5
53,5+57,4
X - 0,483
53,5
X - 1,00
/h'-ъ = - 0,517.
Узел
№ = -~Й4- = "
ЬЗ, 5
— — 0,ч-73.
гасчет приведен на рис.уш.4, эпюра изгибающих моментов от сосредоточенных моментов, на величину которых производилось снижение -на рис.Уш.5. Эпюра расчетных усилий в элементах фермы, полученных с учетом перераспределения моментов^приведена на рис.УИ.б.
Изменением нормальных сил в элементах фермы, вызванным перераспределением изгибающих моментов, пренебрегаем. Снижение моментов в стойках не производим с целью ограничения в них ширины раскрытия трещин.
ТОО
Пример п
Расчет нижнего пояса безраскосной фермы на
прочность
Размеры сечения 6 = 24 см; h = 34 см, бетон марки 500 ( Rh = 25и кг/см2); арматура предварительно напрякенная из стали класса А-ШВ ( йа = 4500 кг/см2); расчетная продольная растягивающая сила N = 115 т; расчетный изгибающий момент М = 2,2 тм.
Требуется определить площадь сечения продольной рабочей арматуры.
Задаемся предварительно размещением арматуры (рис.УШ.7) и приводим, для удооства расчета, это сечение к сечению, показанному на рис.УШ.76:
tt's 5 см Q * II см 2а = 18 см;
. М о?
to — = -ж1.ь. х 0,019 м = 1,9 см;
N П5
е x-L-a-£0 =~~ - II - 1,у « 4,1 см;
е' = е0 + у- - а' = 1,9 + г/ - 5 = 13,9 см.
Площадь сечения арматуры FH и F н определяется по формулам:
г'_ Na Ntf ME'
Ra (ho-O’)Ra 2a-Ra >
r „ _Na = Nt Nt1
Ra (ho~4)Ra ZaRa '
------5,8 CM2;
" 18*4500
РНВ.,Ц^.1Р8ДИ>Р ж 19 8 см2.
18*4500
Принимаем FH = 19,63 см2 (4 диаметром 25 АШВ;;
Fh 6,28 см2 (2 диаметром 20 АшВ).
Ю1
Пример Ш
Расчет стоек оезраскосной фермц
Размеры сечения стойки, см 6 = 24, h = 25 ;
сечение верхнего пояса, см 6 = 24, h = 34;
сечение нижнего пояса, см 6 - 24, h = 34.
Бетон марки 400 ( R₽ = 12,5 кг/см2;; арматура симметричная,иа горячекатаной стала класса А-Ш ( Ra = 3400 кг/см2),
расчетная продольная растягивающая сила N = 3,7 т; расчетные изгибающие моменты в осях фермы: Мн = 7,3 тм; М{= 7,1 та (.со
стороны нижнего и верхнего поясов;; длина стойки I = 2,1 м,
a=a'= 3,5 см; расчетная поперечная сила Q. = б,У т.
Требуется определить площадь сечения продольной и поперечной арматуры.
Расчет по прочности
I) Рассматриваем сечение по грани вута (сечение I-I ржс.У1.8).
Мн- • О,цп » 7,3 _ 1*х£_ .0,47 * 4.1 тм;
е 2,1
е„ хтК“ х М2 “ • П2 см;
~ - Л » - 3,5 - 9 см;
4 2
е = е0Чт -«) = 112 + 9 = 121 см,
так как е' = 121 > Но -О' = 21,5 - 3,5 = 18 см, имеем случай больших эксцентриситетов.
Площадь рабочей арматуры определяем из условия:
N6 ^Ra^a(ho'tt)
Fa. f; . У/ . jm-'JiAbi
Ra(h0- a') 3400-18
=7,4 CM2.
Принимаем Fa= Fa =7,63 см2 (В диаметр 18АШ).
2) Рассматриваем сечение по грани пояса (сечение П-П):
М"р.= 7,3 - . о,17 = 6,1 тм;
2,1
h = 45 см (см.рис.8.8б);
у - а = - 3,5 = 19 см;
102
е’х,Н"= 1,65 м х 165 ом;
3,7
е’ » 165 + 19 = 184 см;
М е‘« 3,7.IO8-184 « 6,8 ты;
h о- а * 38 см.
Следовательно, расчетным по прочности является сечение по грани вута I-I.
Расчет по заделке арматуры
Определения длины заделки арматуры стоек в пояс производим по формуле 5.6.
“ 2500 ’ яи р4„,’ * где
f pact. - требуемая арматура в сеч. П-П.
5,8 см2;
FfoM. - арматура, поставленная из условия прочности
F*«u= 7,63 см2 (3 диаметр 18АШ);
d - диаметр поставленной арматуры
е * 5>.?«34QP---- 22.18 = з? 4 см <34 см
3 7,63*2500
анкеровка не обеспечивается, следовательно, необходимо увеличение количества арматуры. Принимаем Fa • Fa « 9,42 см2 (3 диаметр 20АШ)
3 х .,-51.3.3400-- .22.2,0 « 33,8.
9,42.2500
Расчет на поперечную сдлу
Так как величина изгибающего момента-переменная по высоте стойки (эксцентриситет изменяется от = ~^7 » 1,97 м до нуля), имеем случай внецентренного растяжения с переменным эксцентриситетом:
б ж 9»^*.3,7.1Р8---- х 5,6 кг/см2;
25.24
Т = - 1б т кг/см2е
24«25
I) Случай оольиих эксцентриситетов
Определяем главные растягивающие напряжения:
ЮЗ
<5г₽. = 4 + \ (4)2 -
= 5хб + 2
)2 + 16,12 = 19,2 кг/с“2;
бгр. > кр = 12,5 кг/см2
ток кок % > R Р , то и б гр. > R р ')
Ro 6 h„= 12,5-24.21,5 = б,4 < Q, = 6,9 т,
условия I и 2 пункта СНиП П-В.1-62 не соблюдаются, следовательно, поперечная арматура определяется расчетом. Задаемся поперечной арматурой диаметром 6AI с шагом 200 мм.
п = к.М--------------- = ^00-01283,2. ж 48 кг/
U 20
проверяем несущую способность стойки
= ^0,6RuBho ' - vu =
= 0,6-2I0-24.2I,52 .48 - 48-2U « 7,2 • 10s кг;
йк.ь > О. = 6,9 т - прочность на участке больших эксцентриситетов обеспечена.
2) Случай малых эксцентриситетов
Определим длину, на которой необходимо поставить дополнительную поперечную арматуру
е = 2_Че. , где ё0 = (к +0,5) ho
коэффициент К определяется по формулам:
0,6 Ru И ho a-u К O.lRuBho >
для расчета принимается большее из двух значений ;
К = I6A9-.IS.8^8-20)2--- = 0 92 к „ _6,9?108..2.0-------
О,6.210-24-21,52.48 О,I-210.24-20,52
принимаем К * 0,92
ё = (0,92 + U,5 ) 21,5 = 30,6 см;
104
, ..2;8,7-10^30,6 . 33 011.
6,у*10а
Джина проекции наиболее опасного наклонного сечения принимается равной
С = 0,ь«21,5 = 12,9 см.
При Р < с дополнительная арматура не требуется. В данном случае б >с , принимаем дополнительную поперечную арматуру с шагом 50 мм.
количество поперечных стержней, пересекающих трещину
КА..2.
и 5
Площадь дополнительной поперечной арматуры
Принимаем 2 диаметром 10АЖ ( F* « 1,57 см) с вагам 5 см на длине g .
ПРИЛОЖЕНИЕ JX
ПРИМЕР РАСЧЕТА ПОДСТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ ПРОЛЕТОМ 12 м Для ЗДАНИЙ СО СКАТНОЙ КРОВЛЕЙ
проектная марка оетона 400. Предварительно напряженная арматура нмжиего пояса - семипроволочные пряди диаметром 15 мм, натягиваемые на упоры с нормативным сопротивлением.
Rh = I500O кг/см2 и расчетным сопротивлением Кн = 960и кг/см2.
Продольная арматура остальных элементов и поперечная арматура узлов -горячекатаная арматура класса д-М с расчетным сопротивлением 3400 кг/см2. В растянутых раскосах принята арматура - 8 диаметром 25 AM ( Fa = ay,27 кг/см2).
Опр-ададеам усилий в элементах фермы
Ферма рассчитывается на следуюжие нагрузки (рис.1Х.1а<б);
а) нагрузка Рр действующая на ферму при отпуске натяжения арматуры;
б) собственный вас подстропильной фермы Рсв;
в) нагрузка Pg от крупнопанельных плит покрытия, утеплителя, иа-бетонки ендовы, выравнивающего слоя, ковра и снега;
г) нагрузка Р3 и - от реакций стропильных ферм.
105
Сечение элементов фермы определяем иа основании результатов предварительного расчета.
Для проведения статического расчета определим площади и моменты инерции сечения элементов подстропильной фермы.
Стойки: Fn = Fee = 35’12 = 420 см2;
3С7-Зс8 = —~23 = 5040 см4;
Нижний пояс: F». = 28,5-55 = 1570 см2;
gBi = ,2.8,^3»,55 = 106000 см4ф
12
Сжатые раскосы; Foo = 55,21 * 1155 см2;
Эоо = 55^lL_ = 42446 СЛ
12
Растянутые раскосы: = I- 0,85 т.....; n. = -Ll. = 2,-,IQ6— ж
Н Е« 0,35*10°
= 5,72;
t =1-0,35 °.»8Л39,27^ 172’^5 ж 0>9685# 49900
N = 49,9 т - нормативное усилие в раскосе, определенное по шарнирной схеме.
FPP= 5,72Ч&.27 = 232 см2.
0,9685
3РР= 39,27-5,72’4,252 = 406 см4 4,25 см - расстояние от центра тяжести поперечного сечения раскоса до центра тяжести ар--матуры.
Нижний пояс: F««a 51’21 = 1155 см2;
Зин = -S-?—21 = 42446 см4.
12
Для всех вутов; F = с^> • 3 * оо
Примем момент инерции нижнего пенса Зин = 42446 см4 за единицу и определим по отношению к нему приведенные площади сечений и момента инерции каждого элемента фермы,
Стойки: Fj7 = Fc8 = --- =99; 37 «5040------ = 0,12;
42446 42446
Раскосы: F"o = ,H55»ip4. = 270; 3"0 =1,0;
42446
106
rP;=_23240L = 55,o я 40б = 00I> 42446 42446
Нижний пояс: F"M = №<I0— _ 27q. = j о ;
41446
Верхний пояс: = = -№£112— = 370;
Вуты F = j 3 " = <=<=
По заданной геометрической схеме фермы, приведенным площадям и моментам инерции сечений элементов фермы и схемам нагрузок производится статический расчет подстропильной фермы на электронно-вычислительной машине. При определении перемещений учитывается влияние нормальных сил и изгибающих моментов.
Основная система, приведенные площади и моменты инерции сечений приведены на рис.IX.2а.
Результаты расчета на ЭВМ оформляются в виде эпюр изгибающих моментов и нормальных сил от единичных нагрузок и собственного веса (рие.1Х.2б - 1Х.2е).
Необходимые для расчета значения усилий определяются умножением моментов от единичных нагрузок на величины соответствующих нагрузок. Подстропильная ферма находится под воздействием следующих нагрузок: Рр РСфБ< Pg = 14 т (Р2длит. = 8,5 т; г2 крат = 5,5 т);
Р2н -Пт (Р2ндлит. S 7,0 т; г2икрат = 4.0 г;;
Р3 = 80 г (РдДЛит = 52 т Р3крат = 28,0 т);
Р3Н « 67 т; (Р3ндлит = 46,6 т; в3икрат ь 20,4 т;;
Р4 = 40,0 т (Р^длит ж 26 т; крат = 1,4 т);
Р^н « 83,5 т (Р^ндлит. = 23,3 т; Р^нкрат = 1,02 т).
Расчет трещиностойкости нижнего подса
Армирование нижних поясов подстропильных ферм, как правило, назначается из условия обеспечения требуемой трещиностойкости. Принимаем армирование нижнего пояса 12Ф1Г7 (Рис.1Х.З), удовлетворяющее требованиям прочности и производим проверку трещиностойкости.
107
F"p = . 23frl°4 = 55 0 3?p x . =0,01.
42446 42446
Нижний пояс: F"„ = — = 270; 3H« = 1,0 ;
41446
Верхний пояс: FBn3 = Fe4 = 1570,«1,0— _ 379;
ВуТЫ F"=oo ;3"=oo
По заданной геометрической схеме фермы, приведенным площадям и моментам инерции сечений элементов фермы и схемам нагрузок производится статический расчет подстропильной фермы на электронно-вычислительной машине. При определении перемещений учитывается влияние нормальных сил и изгибающих моментов.
Основная система, приведенные площади и моменты инерции сечений приведены на рис.IX.2а.
Результаты расчета на ЭВМ оформляются в виде эпюр изгибающих моментов и нормальных сил от единичных нагрузок и собственного веса (Phc.IX.26 - 1Х.2е).
Необходимые для расчета значения усилий определяются умножением моментов от единичных нагрузок на величины соответствующих нагрузок. Подстропильная ферма находится под воздействием следующих нагрузок: Рр Рс>в<> Pg = 14 т (Р2длит. = 8,5 т; г2 крат = 5,5 т);
Р2н -Нт (Р2ндлит. S 7,0 т; г2икрат = 4.0 т;;
?3 = 80 т (Р8длит = 52 т Р3крат = 28,0 т);
Р3Н = 67 т; (Р3ндлит = 46,6 т; Р3нкрат Ь 20,4 т;;
Р^ = 40,0 т (Р^длит = 26 т; Р4 крат = 1,4 т);
Р^н х ьЗ,5 т (Р^длит. = 23,3 т; Р^жрат = 1,02 т).
Расчет трещиностойкости нижнего пояса
Армирование нижних поясов подстропильных ферм, как правило, назначается из условия обеспечения требуемой трещиностойкости. Принимаем армирование нижнего пояса 12Ф117 (Рис.1Х.З), удовлетворяющее требованиям прочности и производим проверку трещиностойкости.
107
^0= 0,75 Rh = 0,75*15000 = II25U кг/см2. Прочность бетона при отпуске натяжения арматуры Ro = 0,7 R = 280 кг/см2.
Характеристики приведенного сечения нижнего пояса;
ч = —- = -^1(< = 5,15; Гн = 14,15 см2;
Е6 0,35*10°
Гл = 1155 + (5,15-1)*14,15 « 1155 + 58,58 = 1213,58 см2;
+ (5,15 - I) • (10,5-5,О)2. 14,15 = 44219 см4.
Первые потери, происходящие до оожатмя бетона;
а) Потери от релаксации напряжения арматуры
б’з = (0,27 —-------0,1) б0 -(0,27 ^50 _ 0,1)11250 = 1148 кг/см2;
м 15000
б) Потери от разности температуры натянутой арматуры и устройств, воспринимающих усилие натяжения
б7 = 800 кг/см2.
Первая группа потерь напряжений в напрягаемой арматуре;
бз+ <э7 = 1148 + 800 « 1948 кг/см2.
Вторая группа потерь, происходящих после обжатия бетона;
а/ Потери от усадки бетона б< = 400 кг/см2.
б) Для подсчета потерь от ползучести оетона предварительно определим напряжение в оетоие
= <в.-еп<)Гн--------(ЩУ-1948) I4J? . 108 46 кг/см2
Гл 1213,58
108,46 < 0,5 R.= 140 кг/см2.
потери предварительного напряжения от ползучести бетона :
х 796,1 кг/см2.
Вторая группа потерь составит
бпг- б<+ б2 = 40U + 7У6,1 х П96.1 кг/см2.
Полные потери предварительного напряжения в арматуре составят
106
<5n - б.< + бпг = 1948 + 1196,1 = 3144,1 кг/см2.
Напряжение в арматуре за вычетом всех потерь
би = б о - бл = II250 - 3144,1 = 8IS6 кг/см2.
Усилие обжатия оетона с учетом коэффициента точности натяжения <п = 0,9
No2= ШАгР"= 0,9*8106-14,15 = 108229 = 1и3,23 т.
Максимальное нормативное усилие в нижнем поясе статически неопределимой фермы найдем, суммируя результаты перемножения заданных нагрузок на усилия от единичных нагрузок.
При этом нормативная нормальная сила = 82,8 т. Нормативный изгибающий момент у грани опорного вута нижнего пояса
Ми= 1,72 тм
Р = Ми _ 1720 = 2>08см.
N" 82,8
Момент сопротивления приведенного сечения с учетом неупругих деформаций бетона
W - -I*?.?.-: Рл----lxZ^442I9 = 7369>8 си8.
Ч 10,5
Расстояние от центра тяжести до верхней точки ядра сечения
г, = -Д- = —H2I2-------------- = 3,47 см.
Fn-f 1213,58.10,5
Расстояние между внешней силой N и слой обжатия No определим по формуле
С = Т.я.е« = 3,47 + 2,08 = 5,55 см;
С.-Т, = 3,47 см;
С - Со = 5,55 - 4,47 = 2,08 см.
~ R1 = 73-6?i8,I7t5 - ! 25 см < С-Со = 2,08 см.
Nt 103230
Так как сила обжатия Nob*, и ядровая точка, наиболее удаленная от эоны сечения, проверяемой по образованию трещин, расположены по одну сторону от внешней силы N расчет по образованию трещин производим по формуле
М» ^Мт
109
Mg = NH (1, + e.) = 82800(3,47+2,08) = 459320 кг.cm = 4,59 тм;
MT - RtWt + MLk. = 7369,8.175 + 103230.3,47 = 128972+358205 =
= 4,87 th > 4,59 тм,
i.e. трещиностойкость нижнего пояса обеспечена.
Расчет верхнего пояса подстропильной фермы
Размеры сечения 6 = 55 см, h = 30 см, Q = 3,5 см, 0.' = 7,5 см (рис.[Х.4), площадь сечения арматуры Fu’U = 3,39см^; (3 диаметром 12).
Расчетные продольные силы и изгибающие моменты от длительно действующей части нагрузки
NM= 95,8 тм; Мал. = 4,6 тм;
от кратковременно действующей части нагрузки
К = 47,3 тм; Мк = 3,3 тм;
расчетная длина 1Л = 0,8 {, = 0,8.400 = 320 см.
Проверим прочность сечения
Л.о = = 32.Q_ = jo,? > 10, следовательно,
h 30
необходимо учитывать длительное действие нагрузки.
Определяем приведенную продольную силу N» , приведенный момент Мл и приведенный эксцентриситет.
Найдем величину
еэ».= -Ihi- * -Лхб... = о,О48 = 4,8 см;
Им 95,8
m.„= 0,986 (табл.21 СНиП П-В.1-62).
ГП.Э.8Л.Я
пи». + 2 0,986+2 —
_____________п __________________30
1 + 2 £>.?». I + 2 -£*£-
h зо
J,306
1,32
= 0,99
N„ = -+ NK = -Л?>8 + 47,3 = 96,7 + 4,73 = 144,0 т;
гп.э.8» 0,99
М. = + з.З = 4,65 + 3,3 = 7,95 тм;
m з.8». 0,99
е0„= -Ил— = _ 0,0552 м = 5,52 см.
Nn 144
НО
Определим коэффициент *1 , учитывающий влияние прогиба эле-
мента
= 0,184 < 0,4;
Д = -Д* 2 * * * *- = -§х39_ = 0,00205;
6h 55,30
с = 66000-- ( --------1------- + 200 + I) =
400 + 350 + 0,16
66000---- , --J----- + 200.0,00205 + 1) = 281;
400+350 0,4+0,16
N / Во \? j 14401)0 jg >?2
eV ' h» 28I«2I0.30.55
6 = 6.Л v p “О = 5,52-1,21 + ------3,5 = 18,17 cm;
e =y - а,-e0ч = - 7»5 - 5,52.1,21 = о,зз см.
Определим положение нейтральной оси сечения:
RuS>x(6-ho+'y -^RacFaB — Ra Fa6 = О j
210-55. x (18,17 - 26,5 + -i—) - 3400.3,39»0,83 - 3400*3,39.18,17 =
2
= 0;
5775 x2 - 962000 - 219000 = 0;
5775 X2 - 96,2 - 219 » 0.
I - 96*2 4 ^96.22 + 4.5.775*219' „ 96,2 f 19254+5060' " 2*5775 11,55
x. = 96x2.7.^4 = 96,2+ 119,7 .
11,55 11,55
III
х( = ♦. П9,7 „ 21519 „ 18 ? см<
11,55 11,55
Проверим неравенство 4 & S о
для бетона марки 400 € =0,8;
g Ьог = 55.26,52 = 19300 см3;
эо - г г
Ss = 55.18,7(26,5 - -Sxl. ; = 18000 см3;
-|L - _I80y0_ = 0,93 0,8,
So 19300
т.е. имеет место случай малых эксцентриситетов
g __ Ru Sb R gc Sg Ru Fg + R ас F а
Определим положение нейтральной оси сечения, соответствующее границе между 1~м и 2-м случаями внецентренного сжатия.
56 = 0,8; Ж = 0,55; th = 0,55-26,5 = 14,6 см;
R » 55.14,6 = 8и4 см2;
15400 см3;
= 3240000+219000 =
I69000+II520
180520
В = 18,17 см < ё = 19,15 см.
При этом должно быть выполнено условие
0,5U6 hl = 6-- 05€С ~ Q-1-25^ + Rot f'a (ho_a') В -С '
-Р - П я. ё - <,?5-e. c(i-t,25^)-e _ т.
при =о,о; ------------------------------------------ 1;
ё-с
О,5*170.55.26,52 + 3400.3,39(26,5-7,5) =
= 3290о0о + 219000 = 3509000 кг.см = 35,09 тм;
56 = 55.14,6(26,5 --±3^2- ) = 2
g = 210.15400$340О.З,89.19,О
210.804 + 3100.3,39
= .3459000--- _ 19>15
112
N„-e = 14401)0 . 18,17 = 270U000 кгсм = 27,0 тм;
27,0 тм 4 д5,и9 тм,
т.е. прочность верхнего пояса обеспечена.
Расчет опорного раскоса
Размеры сечения С = 55 см; h = 21 см; Fo=F<i = 3.5 см площадь сечеижя арматуры а- а' = 3,а9 смг (3 диаметр 12).
Расчетные продольные силы и изгиоающие моменты от длительно действующей части нагрузки:
Hw.« 74,6 т; Мм. я 1.5 тм;
от кратковременно действующей части нагрузки ;
No. *36,15 т; Но* 0,17 тм;
расчетная длина * 0,8 • £ = и,8*431,6 * 346 см;
Проверим прочность сечения
X * —— * 1ь,Р > 10, необходимо учитывать дли-л h 21
тельное действие нагрузки
е„= _Mji_ = -UL . 0,0201 м * 2,01 см,
Им 74,6
(ПВ, = 0,88 (табл.СНнП П-В. 1-62);
2,01
Ол.86+2— — ж — * 0,9;
1+2 1+0,191
21
N. « 21*^ + г ,15 ж 88 + 36,15 * 119,15 т; 0,9
м, « + ,17 « 1,67 + 0,17 * 1,84 тм;
е„ - iaS» = 1,54 ом.
119,15
Определим коэффициент % :
= -ЬИ__ = о,О73 <0,37 (принимаем по табл.24 h 21
СНиП П-В.1-62);
ИЗ
N„e = I440U0 • 18,17 = 270U000 кгсм = 27,0 тм;
27,0 тм 4 d5,u9 тм, т.е. прочность верхнего пояса обеспечена.
Расчет опорного раскоса
Размеры сечения К = 55 см; h = 21 см; F <х= Fa = 3,5 см площадь сечения арматуры a-а' = 3,а9 см^ (3 диаметр 12).
Расчетные продольные силы и изгиоающие моменты от длительно действующей части нагрузкм :
N«.x 74,6 т; Mu « 1.5 тм;
от кратковременно действующей части нагрузкм:
Мкр. х 36,15 т; Мк»= 0,17 тм;
расчетная длина Ео «0,8'1 = и, 8*431,6 = 346 см;
Проверим прочность сечения
X 1 —« 1ь,р > 10, необходимо учитывать дли-h 21
тельное действие нагрузки
е»,= —х 0,0201 м х 2,01 см, Ым 74,6
ГПа* = 0,88 (табл.СНиП П-В. 1-62);
2,01
m,dA= 5*88+2—-------- ж Qt.gQtQi^----- ж о,9;
1+2 1+0,191
21
N. « 2*15 + * !5 ж 88 + 36,15 х П9,15 т; 0,9
М, + .17 - 1,67 + 0,17 х 1,84 тм;
" 0,9
Определим коэффициент :
~ - = 0,073 <0,37 (принимаем по табл.24
h 21
СНиП П-В.1-62);
ПЗ
,3x39. _ 0 Оо29з 55,21
С = , 660ир_ ( ---I------ + 200-0,00293 + I) = 306;
400+350 0,37+0,16
П, = -----------1-------------- =----1----- = 1,78;
I U2I50--------- 1б 52 1 - 0,437
806-210-55-21
е = еот-4_1га= I»5**I>78 + " 3»5 = 9»74 см5
е =ь-|—а -е„ д = - з,5 - 1,54.1.78 = 4,26 см.
Определим положение нейтральной оси сечения:
Ru Ще - ho + 7-)*Rae Га е'- RaFa е -0. -- о
210-55 (9,47 - 17,5 +-^— ) - 3400-3,39-4,25 - 3400-3,39-9,74 0; 2
5775 X2 - 89500 х - I6I400 » 0;
5,775 х2 - 89,5 х - 161,4 « 0;
х = 89,5 + W2 - 4*5,775-161,4 .
2-5,775
_ 89.5 + Щр + 3700 _ 89,5 + 108,4 в
11,55 11,55
ЭС=Х1 = ----- ж 17Д5 см2;
S, = 55-17,15 (17,5 - ЯЛ?. ) . 8580 см8;
So = - ж 8420 см3;
.^5. - 8580---- _ j Q2
So 8420
114
Проверим неравенство - С j
5о
для бетона марки 400 «0,8
с,
= 1,02 > = 0,8, т.е. имеет место случай малых эксцент-
риситетов
g «с ^acSg
R.U Гь -* Rac Fa
Положение нейтральной оси, соответствующее границе между I-м и 2-м случаями внецентрекного сжатия:
« 0,8 So) х = 0,55; ho » 0,55«I7,5 = 9,62 см;
R « 55’9,62 » 529 см2;
5Ь « 55*9,62 (17,5 - » 6710 см3;
? я 2J0.67I0 f 3400-3,39-14 я I4I0000 + 161400 = 12 8 см
210-529 + 3400-3,39 111000 II530 ’
имеем случай, когда 6 « 9,74 см < ё = 12,8 см.
При этом должно оыть выполнено условие:
Н.е <0,51Mb. Н»«-Н-цн). _(|ь _tf) 0,5-I70’55-I7,52 + 3400’3,39 (17,5-3,5),= 1430000 + 161400 = « 15914000 кг/см « 15,91 тм;
N, e« 119150-9,74 « 1160000 кг/см = 11,6 тм;
11,6 тм <15,91, т.е. прочность опорного раскоса обеспечена.
Расчет растянутого раскоса
Нормативное усилие в раскосе Н* = 49,9 т.
Сечение раскоса 6» h = 45их160 мм.
Армирование 8 диаметром 25АШ; Fa « 39,27 см2.
Напряжения в арматуре при нормативной нагрузке:
ба - ~ = А?900----- х 1272 кг/см2
Fa 39,27
Вычислим максимальное раскрытие трещим
с₽ ат= Кст ат -
115
приминаем равным 1,7.
Средняя иирииа раскрытия трещин на поверхности бетона определяется по формуле (5.13):
„с? .1, ба .СР
П-т - 'Fa г ' т /
l а
%= 1 - 0.55 =1-0,35 = 1-0.102 = 0,898.
N 49900
Находим шаг хомутов, при котором они окажут регулирующее влияние на расстояния между трещинами (см.ф-лу 5.17);
21" 4 Ох 4?,ЗГТ
Среднее расстояние между трещинами (см.ф-лу 5.18)
<- х ’’-‘п5х > a- m -
х —22*22— юи = 32»22_ joo = 5,76%; 16.45-39,27 6ЭО,73
£ о,175 « 7,59 см;
0,0576
С =(2^1-0,1’^222—). 7,59 = (2,1-0,318) «7,59 = 1,782-7,59 = 400 ' '
ж 13,52 см;
2(7 = 27,04 см;
2,517“ = 33,8 см.
Максимальное расстояние между хомутами в минимальным раэмером сечения Ь = 16 см должно быть не более удвоенной величины этой грани (ом.п.12.27 СНиП П-В.1-62), т.е. U* 4 32 см.
Принимаем II х = 30 см.
Условие 5.17 выиолняется: 27,04 <30 <38,8 см.
Проверяем условие 2,5 С* 4 2 » г*0 tT определяется ио
формуле 5.20.
2------ЫЛ*---------- х 2 .У*?*2*10б.---- = 2-30,9 « 61,8 ом;
KcT.'Va ба 1,7.0,898‘1272
33.8 см < Ы.8 см.
Ив
принимаем равным 1,7.
Средняя ширина раскрытия трещин на поверхности бетона определяется по формуле (5.13):
ncf _ Mr ба Ь" • CL т _ та г ” т I
С а
"%= 1 - 0,35 = 1 - 0,35 0»8,*б‘4?,35 = 1-0.102 = 0,898.
N 49900
Находим шаг хомутов, при котором они окажут регулирующее влияние на расстояния между трещинами (см.ф-лу 5.17);
2 С 4 Ux 4 2,5 С
среднее расстояние между трещинами (см.ф-лу 5.18)
=-----32*37 10и = 32*?? JOO = 5,76%;
16.45-39,27 680,73
tT « 0,175 « 7,59 см;
0.U576
С = (2;Д-0,1^2 ). 7,59 = (2,1-0,318). 7,59 = 1,782.7,59 = 400 ' '
« 13,52 ом;
И? = 27,04 см; 2,51? = 33,8 см.
Максимальное расстояние между хомутами в минимальным размером сечения h = 16 см должно быть не более удвоенной величины этой грани (,вм.п.12.27 СНиП П-В.1-62), т.е. Ux 4 32 см.
Принимаем Ux = 30 см.
Условие 5.17 выполняется: 27,04 <30 <38,8 см.
Проверяем условие 2,5 С? 4 2 , где определяется по
формуле 5.20.
21** 1-------- ---------- = 2 и»?-?Ч0б.--- = 2-30,9 = 61,8 см;
Кст.Уц ба 1,7.0,898’1272
33.8 см < ь1,8 см.
Ив
Определим диаметр хомутов:
dx> 0.4 ; Рх = 2 (13 + 42) = НО см;
d > 0,1 —Их*5 > 6 55 мц, ПО
В соответствии с указаниями табл.З при d » 25 мм принимаем с1> = 8 мм. Таким образом условие 5.16 удовлетворяется и
0,5 Щ = 150 мм.
Вычислим среднее раскрытие трещми (ом.ф-лу 5.13):
(L? = 0,898. 15и = 0,086 мм.
2.I06
Максимальное раскрытие трещин (У.12):
0.7= 1.7 • 0,086 = 0,15 мм.
условие У. 8 удовлетворяется, так как и, 15 <0,3 мм.
Расчет узла верхнего пояса подстропильной фермы
Схема узла приведена на рис.£.5
Площадь сечения одного поперечного стержня определяется по формуле 6.4.
Расчет узла верхнего пояса подстропильной фермы.
Схема узла приведена на рис. 3.1
Расчетное усилие в растянутом раскосе $ = 59,6 т.
Арматура растянутого раскоса
8 диаметром 25 АШ Га * 39,27 см2.
Узел армируется стержневой арматурой класса дШ.
Неооходимое сечение поперечных стержней арматурных каркасов узла определим по формуле,
где > t> (<- П. - Ра, • ’
2о см, Kg • =1,0, я = 0*
Кт = ——— ; 1 3400 Sa = -7— « ^600 в 1520 кг/см2 Fa 39,27
К. = __152О_ = о,45;
1 3400
117
Еэад. = 35 d = 35i2,5 = 87,5 см; П, » 14 ;
ка* = 2700 кг/см2; со5Ц> = — = 0,698;
1 2793
Р = 59600 Ц - = 0,656 см2
ъ 14.2700.0,698
Принимаем диаметр ИАШ; * 0,785 см2.
Коротыши на концах продольных стержней растянутого раскоса принимаем конструктивно.
Площадь сечения окаймляющих каркасы узла стержней определим по формуле
с > _ “ n R ' 11*2 Kqq
Nqo= 0,04 •]) ; Л2 » 2; Rea = 900 кг/см2;
FaS ^04159600------- eI 33 CM2.
2’900
Принимаем окаймляющий стержень диаметром 14АШ; Fa =1,539 см2.
yj Расчет опорного узла подстропильной фермы
Схема узла приведена на рис.й.5б.
ЛРЩИ, Напрягаемая арматура нижнего пояса 10 диаметром 15(П7)
Ри = 14,15 см2; Ин » 9600 кг/см2.
Расчетное усилие в приопорной панели верхнего пояса 0 = 111,4 т.
Расчетное усилие в приопорной панели нижнего пояса 99,0 т.
Узел армируется стержневой арматурой класса АШ 4 диаметром 12АШ;
Fa« 4,52 см2; Ra = 3400 кг/см2; Rax = 2700 кг/см2.
Расчет узла производится в соответствии с пунктами 4.II, 4.12, 4.14, 4.15.
Из условия обеспечения надежности заанкеривания арматуры площадь сечения одного поперечного стержня определим по формуле 5.1.
N, -RhF T-RaFa -Н
Р ?
ft- (biny + C0 5^-cP jot)
118
Е =42,0 см Е3 = 150 см (по табл.1);
Е<а= 33,0 см;
?м= 35 d = 35.1,2 = 42 см,
где oi - диаметр анкеруемого стержня d = 1,2 см;
Я = 32;
оС = 30°; ctjd= 1,732;
у = 0; = 0; con = I;
99000-9600.14,15- - 3400-4,52
>,--------------------152-----------------42_ = 0,327 см2
32 • 2700 . 1,732
Из условия обеспечения прочности по наклонному сечению площадь поперечного стержня определим по формуле 5.7.
а (£»-а) • Sinft -RH Гн ^(hM, - y\-Ra fQ|^a(hoo ~
Tx R a • П,- 2 x
ESJ= 107,2 CM, a = 13 cm; Si.n?»=1252_ = 0,452;
4316
hM = 59,5 cm; hao = 62,5 cm.
Высоту сжатой зоны бетона определяем по формуле (5.81)
_ гл. 4;tN»
« 35,5 см; ’ Ru = 210 кг/см2;
h = 150 см; 6 я 55 см$
9600-14,15 ^5 + 4,52.3400 ^2x5
х ------------^22— -------------42— ж з,у2 см.
210 . 55
При х = 3,72 см вновь определяем величины
Ei и lia
и вычисляем х;
Принимаем х = 3,7 см;
П = 28; Zx = 37,2 см;
119
111400(107,2-13).0,452-9600.14,15 (59,5. JLZ ) _
__________________________________150___________2
3400 . 28 . 37,2
- 3400 x 4,52 - (62,5 - )
__________________________________2
3400 • 28 • 37,2
= 0,722 cm2
Принимаем диаметр 10АШ
Fa = 0,785 CM2.
ПРИЛОЖЕНИЕ X
ПЕРЕЧЕНЬ РАБОЧИХ ЧЕРТЕЖЕЙ ФЕРМ
Стропильные фермы
Шифр серии г — Выпуск 2 Год введения 3
ТЧ-85-56 <- 1956
T4-III-56 — 1956
ТЧ-Ш-47 - 1957
ПК-01-03 I 1952
11K-0I-08 1-Ш 1956
ПК-01-1С — 1956
ПК-01-11 «- 1959
ПК-Л1-16 — 1957
ПК-01-27 1-1У 1958
Пк-01-27 У-УШ 1961
Пк-01-27 IX-XI 1961
11K-0I-28 1-1У 1958
ЦК-01-28 У-УШ 1961
11K-0I-28 IX-XI 1961
ПК-01-76 1-1У 1961
ПК-01-76 У-УШ 1961
Пк-и1-76 Х1У-ХУШ 1962
ПК-01-84 1-1У 1961
Пк-01-84 У-Х 1961
IIK-UI-84 Х1-ХП 1962
ПК-01-129 1-1У 1964
ЯК-01-129 y-jn 1965
120
I
2
3
HK-0I-I29 УШ-II 1966
ПК-01-129 Х-И 1966
ВК-01-129/Ы 1-1У 1968
ПП-01-и2/62 1-У1 1962
ПП-01-02 УП-ХП 1964
ПП-01-02/68
I.463-1 I-* 1967
1.463-2 1-П 1967
1.463-3 1-У 1969
1.463-3 У1 1970
К-728 — 1959
1-728А - 1959
1-7281 — I96U
1-741 А — I960
1-755 — 1959
1-772 — 1959
1-7721 — I960
*-785 — 1961
1-186 — 1961
1-8I0/H 1961
1-810/64 - 1964
1-818 1961
1-815 1961
1-817 — 1961
*-818 - 1961
КС-014 — 1962
ЛС-014/64 - 1961
иоастоодждьдае Зютам
ПК-UI-HO I
Пл-и1-П0 *
ПК-01-П0 1У
ПК-01-110 У
MK-UI-t4O I
Пи-01-04/62 I
Пи-01-04/62 п
Ш1-О1-04/64
ПП-01-04
ПП-01-04/68
121
I_ 2 3
ПК-01-129 Уш-И 1966
ПК-01-129 1-ХШ 1966
ЙК-01-129/68 1-1У 1968
Ш1-01-О2/62 1-У1 1962
ПП-01-02 УП-ХП 1964
ПП-01-02/68
I.463-1 1-ш 1967
1.463-2 1-П 1967
1.463-3 1-У 1969
1.463-3 У1 1970
К-728 — 1959
8-7281 1959
8-72811 — I960
8-7411 — I960
8-755 м 1959
8-772 — 1959
8-772М — I960
ж-785 - 1961
1-786 — 1961
1-810/И 1961
1-810/64 — 1964
1-818 1961
1-815 1961
1-817 — 1961
ь—818 - 1961
КС-014 — 1962
йС-014/64 - 1961
Црдоурдпддьные ферт
ПМ-UI-IIO I
Пл-и1-110 ш
ПК-01-110 1У
ПК-01-110 У
uK-UI-t4O I
Ш1-01-04/62 I
ПН-01-04/62 п
lin-Ul-04/64
ПП-01-04 1
ПП-01-04/68
121
ПРИЛОЖЕНИЕ XI
ЛИТЕРАТУР! ПО РАСЧЕТУ И КОНСТРУИРОВАНИЮ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ФЕРМ
I. Бердичевский Г. И., Волконский В.В., Волков л.А., Клевцов и. А. "Производство железобетонных ферм”. Стройиздат, 1968.
2. Бердичевский Г.И., Ге р ilnut Р.ж., певцов в.А. ’’Разработка и исследование конструкций железобетонных безраскосных ферм*. Материалы Л конференции по бетону и железобетону,выл. Ш, Стройиздат, 1966.
3. Бердичевский Г.И., Клевцов В.А., Котляр Н.Л. ’’Исследование прочности узлов железобетонных ферм”. "Промыи-ленное строительство и инженерные сооружения" » 5, 1965.
Бердичевский Г.И., Маркеров Н.А. "Технологические факторы трещиностойкости и прочности предварительно намрят-ных железобетонных конструкций”. Стройиздат, 1969.
5. Белинский и.А. ’’Расчет предварительно напряженных ферм по деформациям”, НИИСК, Киев, 1967.
6. Белинский м.А. "Учет прогибов при расчете железобетонных стропильных ферм’?‘Промышлениое строительство и инженерные сооружения”» 6,1968 .
7. Васильев Б.ф., Богаткин И.Л., Залесов А.С. Паньшин Л.Л. "Расчет железобетонных конструкций по прочности, деформациям, образованию и раскрытию трещин”. Стройиздат, 1965.
8. ГершсБнок Р.А. "Безраскосные железобетонные фермы в промышленном строительстве". Строительное проектирование промышленных предприятий, информационный выпуск Главпромстройпроекта. № 5, 1969.
9. ГершсЬнок Р.А., Морозов В.С., Клевцов В.А. "К поиску оптимальных геометрических параметров железобетонных безраскосных стропильных ферм". Строительное проектирование промышленных предприятий. Информационный выпуск Главпромстройпроекта, № 3, 1969.
10. Г л у х о в с к и й А.Д., Кутухтин Е.А. "Безраскосные железобетонные фермы для зданий с межферменными зтажами". Стройиздат, 1967.
122
II. Г а к л и н И. С., Редько Ю.М. "исследование опорных узлов предварительно напряженных железобетонных ферм с самоанкерующей-ся арматурой". Сборник трудов НИМБ "Железобетонные конструкции. Зап-Сйб. Изд-во 1966.
12. Дмитриев С. А., К а л а т у р о в Б. А. "Расчет предварительно напряженных железобетонных конструкций". Издательство литературы по строительству, 1965.
13. К л е в ц о в В.А., Портер Э.Г. "Уточнение расчета трецж-ностойкости нижних поясов стропильных ферм"."Бетой и железобетон Jjfej:, 1965—> V
14. К л е в ц о в В.А., Ц а п к о Н.П. "Исследование предварительно напряженной стропильной фермы пролетом 30 м, изготовленной с применением непрерывного армирования". Сборник НИи1Б - Предварительно напряженные конструкции производственных зданий, 1963.
15. Клевцов В. А., Котляр Н.Л. "К расчету промежуточных узлов ферм" Строительное проектирование промышленных предприятий. Информационный выпуск Главпромстройпроекта, 2, 1965.
16. Клевцов В.А., Надыршин г. И. "Стыки растянутых предварительно напряженных элементов с прядевой арматурой"
’Бетон и железобетон? № 8, 1965.
17. К л е в ц о в В.А., Г е р ш 1н о к Г. А. Тиредварительно напряженные железобетонные фермы для зданий с межфермениым этажом" Промышленное строительство и инженерные сооружения, й 3, 1967.
18. К л е в ц о в В.А., Ц а п к о Н.П. "К расчету опорных узлов предварительно напряженных железобетонных ферм". Строительное проектирование промышленных предприятий. Информационный выпуск Главпромстройпроекта, te 2, 1966-
19. Клевцов В.А. "Расчет трещиностойкости внецентренно растянутых предварительно напряженных элементов железоДетонных статически неопределимых систем". Строительное проектирование промышленных предприятий. Информационный выпуск, № 2, 1968.
20. К л е в ц о яв В.А., Петров и.А., К о д ы ш а.Н.
"Составление схем производственных испытаний сборных железобетонных предварительно напряженных ферм". Строительное проектирование промышленных предприятий. Информационный выпуск Главпромстройпроекта, to 2, 1968.
123
21. Клевцов ВЛ. "Исследование предварительно напряженных безраскосных ферм для покрытий с плоской кровлей". Сборник ИШХБ "Предварительно напряженные железобетонные конструкции производственных зданий и инженерных сооружений.” Стройиздат. 1969.
22. К л е в ц о в В. А., Кирпиченков Г.М. "Сборные предварительно ианряженные стропильные фермы из высокопрочного керамзитобетоиа"."Бетон и железобетон" № 9, 1969.
23. Кутухтии Е.Г. "Расчет железобетонных рам методем сил с учетом влияния вутов и узловых участков". Сборник ЦНмиПромзда-ний "Железобетонные конструкции промышленных зданий", вып. I, Стройиздат, 1969.
24. Л в б и м о в А.А. "Расчет и конструирование предварительно напряженных железобетонных ферм*. Госстрейиздат УССР, 1968.
25. Матвеев ж.М. ""Статически неопределимые предварительно напряженные железобетонные фермы". Строительное проектирование иромыыеиних предприятий. Нфоржажмокиый выпуск Главиромстрой-проекта й II, 196?.
26. М а т в в е в К.М. "Расчет предварительно напряженных железобетонных ферм с учетом жесткости узлов". Журнал "Строительное проектирование нромыиекиык предприятий”, № 2, 1962.
27. и о р т е р Э.Г., Клевцов В. А., Бердичевский г. Я. "Исследование нирииы раскрытия трении в растянутых алемен-тах железооетоииис стержневых систем". Сборник ниииь "Предварительно иапрягениые железобетонные конструкции производственных зданий и инженерных сооружений? стройиздат, 1969.
28. и и к и н Р.Г. "Соорные железобетонные конструкции одноэтажных нромыиленных зданий". Стройиздат, 1965.
29. Низки а Р. Г. .Матвеев К.М. "Практический способ статического расчета железобетонных арочных ферм". "Строительное проектирование промышленных предприятий. Техническая информация" Со. й 5, 19о0.
Зи. Шишкин Р.г., Матвеев К.М. "Железобетонные фермы с предварительно напряженным нижним поясом без применения анкеров*. Журнал "Бетон и железобетон" й II, 1959.
31. Бумгольц Л.А., Петров И.А., Старцев В.И. "насчет на выносливость стержней железобетонных ферм, работаюцих на осевые усилия". "Строительное проектирование нромыиленных предприятий". Сб. й 2, 1963 г.
124
32. Булгакова М.Г., Гузеев Е.А.,Г ригорьев И.И., К о д ы ш Э.Н.,М а т в е е в К.Н.,П е т р о в И.А., Розенблюм А.Я. "Железобетонные конструкции для эксплуатации в агрессивных газовых средах". Журнал "Бетсн и железобетон", К 4, 1969.
33. Петров И.А.,К о д ы ш Э.М.,Фр а д к и н С.А."Новые типовые железобетонные фермы для покрытий одноэтажных промышленных зданий". Журнал "Промышленное строительство", К 6, 1970.
34. Петров И.А.,К одни Э.Н. "Рациональный выбор нагрузок на конструкции покрытия при скатной кровле в различных климатических зонах"."Строительное проектирование промышленных предприятий". Cd.Jf 3, 1969.
35. Фрадкин С.А. "Типовые стропильные фермы серии ПК-01-129" Журнал "Промышленное строительство", Jf 4, 1967.
36. Петров И.А.,К о д ы в Э.Н. "Выявление оптимальных схем стропильных железобетонных ферм". Труды ЦНЙИпромзданий, выпуск 18,1970г.
37. Коды® Э.Н.,Р озенблюм А.Я. "Обеспечение устойчивости железобетонных стропильных ферм в стадии монтажа". Труды ЦНЙИпромзданий, выпуск 18, 1970г.
38. Петров И.А., К о д ы ш Э.Н. "Сборные железобетонные предварительно напряженные сегментные фермы для покрытий зданий со скатной кровлей /серия ПК-01-129/68/"’.’Строительное проектирование промышленных предприятий". Сб. % 6,197ог.
39. Бердичевский Г.И., Маркар о в Н.А., К о-д ы ш Э.Н. "Исследование действительной работы ферм во время монтажа". Сборник НИИЖБ "Действительная работа предварительно напряженных железобетонных конструкций производственных зданий и сооружений". Стройиздат.
40. Байков В.Н., Петров И.А., К о д ы ш Э.Н., С к ла д-н е в Н.Н., Шеховцев М.К. "Оптимальные геометрические схемы стропильных железобетонных ферм.""Бетон и железобетон" В 4 ,1971г.
41. Петров И.А., К о д ы ш Э.Н. "Совершенствование сборных железобетонных сегментных ферм серии ПК-01-129". Труды ЦНЙИпромзданий, выпуск 18, 1970г.
42. Глава СНиП П-В.1-62 "Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования".
125
43. "Инструкция по проектированию железобетонных конструкций". Издательство литературы по строительству. 1968.
44. "Руководство по применению арматурных прядей и канатов в предварительно напряженных железобетонных конструкциях". Стройиздат, 1966.
a
Рис.I.I. Схема расчета верхнего пояса арочной фермы а - схема верхнего пояса (нагрузка не показана); о - схема замены влияния выгиба условной эквивалентной нагрузкой; в - расчетная схема
S
Рис.ПЛ. Расчетные схемы и основные системы при расчете тре-щиностойкости нижнего пояса а - расчетная схема для подстропильной фермы; б - то хе, для стропильной; в - основные системы для подстропильной фермы; г - то хе, для стропильной
127
Рис.I.I. Схема расчета верхнего пояса арочной фермы
а - схема верхнего пояса (нагрузка не .... ...... I-т показана); б - схе-
га i ц i u ij i и и н и ма замены влияния
\ А т Л выгиба условной
™ °'2 । cud, эквивалентной Ha-
ff .1 it , | J грузкой; в - рас-
четная схема
Рис.П.1. Расчетные схемы и основные системы при расчете тре-щиностойкости нижнего пояса а - расчетная схема для подстропильной фермы; б - то хе, для стропильной; в - основные системы для подстропильной фермы; г - то же, для стропильной
127
Рис.ГУ.1 Расчетная схема при расчете верхнего пояса безраскосных ферм на устойчивость из плоскости фермы Н - высота фермы в осях; hen - высота верхнего пояса;
R - радиус кривизны верхнего пояса
Рис.1У.2. Схемы
а - расчетная схема; б - основная система
Рис.1У.З. График для определения Л
128
Рис.У.I. Стык верхнего пояса полуферм и стык нижнего пояса в фермах с арматурой, натягиваемой на бетон а - схема стыка верхнего пояса; б - схема стыка нижнего пояса; в - пример конструкции закладной корооки;
I - закладные детали стыка верхнего пояса; 2 - накладки; 3 - закладная короока стыка;
4 - анкерные устройства; 5 - стыковые накладки; 6 -раствор или бетон;
7 - торцовый элемент; 8 - горизонтальные листы;
9 - вертикальные листы
Рис.У.2. Стык растянутых элементов, армируемых несва-риваемой и плохо свариваемой стержневой арматурой, натягиваемой на упоры;
I - нижний пояс фермы; 2 - анкерностыковая коробка;
3 - стальные накладки; 4 - напрягаемая арматура;
5 - дополнительная ненапрягаемая арматура; 6 - гребенки косвенного армирования; 7 - задняя стенка коробки;
8 - диафрагмы коробки; 9 - шайбы;
10 - стержни,привариваемые после обрезки предварительно напряженной арматуры
129
Рис.У.I. Стык верхнего пояса полуферм и стык нижнего пояса в фермах с арматурой, натягиваемой на бетон а - схема стыка верхнего пояса; б - схема стыка нижнего пояса; в - пример конструкции закладной корооки;
I - закладные детали стыка верхнего пояса; 2 - накладки; 3 - закладная коробка стыка; 4 - анкерные устройства; 5 - стыковые накладки; 6 -раствор или бетон; 7 - торцовый элемент; 8 - горизонтальные листы;
9 - вертикальные листы
Рис.У.2. Стык растянутых элементов, армируемых несва-риваемой и плохо свариваемой стержневой арматурой, натягиваемой на упоры;
I - нижний пояс фермы; 2 - анкерностыковая коробка;
3 - стальные накладки; 4 - напрягаемая арматура;
5 - дополнительная ненапрягаемая арматура; 6 - гребенки косвенного армирования; 7 - задняя стенка коробки;
8 - диафрагмы коробки; 9 - шайбы;
10 - стержни привариваемые после обрезки предварительно напряженной арматуры
129
Рис.У.З. Стык полуферм,армированных семинроволочтии прядями а - конструкция стыка; б - анкерно-стыковая дета»; в - дополнительные анкера в виде "ершей";
I - пряди; 2 - анкерно-стыковая деталь; 3 - сетки;
4 - стцков- е накладки; 5 - горизонтальные листы;
6 - вертикальные листы; 7 - торцовый элемент; 8 -дополнительные стержни; 9 - проволоки, прядК; 10 -обрезка арматуры диаметром 4 мм
130
Рис.У.З. Стык полуферм, армированных семинроволочиммм крядякм а - конструкция стыка; б - анкерно-стыковая дата»; и - доиолнительные анкера в виде "арией";
I - пряди; 2 - анкерно-стыковая деталь; 3 - ветки;
4 - стцког-е накладки; 5 - горизонтальные листы;
6 - вертикальные листы; 7 - торцовый элемент; 8 -дополнительные стерхни; 9 - проволоки, ирядМ; 10 -обреака арматуры диаметром 4 мм
130
Рже.J.4. Стам со свариваемой арматурой
а - с важной сваркой; б - с накладками;
I - предвармтельно иапряженмая арматура; 2 - переходим стервиж; 3 - важная сварка; 4 - стмковыа нападки; 5 - дуговая сварка; 6 - косвенное армирова-
Ряс.П.1. Геометрическая схема фермы
131
Рио.У.4. Стыки со сваривавкой аркатурой
а - с важной сваркой б - с накладками;
I - предварительно напряженная аркатура; 2 - переходные стержни; 3 - ванная сварка; 4 - стнковые накладки, 5 - дуговая сварка; 6 - косвенное армирова-
аа.. с.н'1*'.яУии
13700
Phc.JI.I. Геометрическая схема фермы
131
Рис.УI.2. Размещение кран-балок
I - ферма; 2 - кран-балка; 3 - крановый путь;
4 - подвески кранового пути
132
№<1п+р(Г^г5кГ/мг
гас.II. 3. Сммм нагруеок на ферму
133
Рис.УП.1. Схема фермы
6,0
6.0
Л = !,9СМ | Л1 2,6 СМ
Рис.Л1.2. Расчетная схема нижнего пояса фермы
134
s)
Рис.УИ.З,
пояса
Сечение нижнего
а - вариант армирования армирования стержнями
прядями; б - вариант
Рис.УП.4. Армирование фермы
135
Рис.УП.З. Сечение нижнего пояса
а - вариант армирования прядями; б - вариант армирования стержнями
. симметрии^ фермы
Рис.УП.4. Армирование фермы
135
Рис.УП.5. Эскизы промежуточных узлов
а - увел 2; б - увел 4; в - узел а; г - увел 5;
Д - узел 6; е - узел 7
Рпс.УП.6. эсжиз опорного уела
136
Рис.УП.5. Эскизы промежуточных узлов
а - увел 2; б - увел 4; в - узел 3; г - увел 5;
д - узел 6; е - узел 7
Рис.УП.6. эскиз опорного узла
136
Рис.Ji.1. Схема безраскосиой фермы
рнс.УШ.2. Моменты и нормальные силы (величины нормаль-ных сил даны в скосках;
б)
Рис.УШ.ь Схема приложеимя мзгмбаюцих моментов
а - точки приложения; б - правило знаков
137
Рис. J В. 1. Схема безраскосиой фермы
гис.УВ.2. Моменты и нормальные силы (величины нормальных сил даны в скобках;
Рис.УИ.з Схема приложение изгибающих моментов
а - точки приложения; б - правило знаков
137
гис.ЛП.4. Распределение моментов
Рис. УШ. 5. эпюра моментов от сосредоточенных сил
гис.УШ.6. Исправленная эпюра моментов
138
рис.УШ.4. Распределение моментов
Рис. УШ. 5. эпюра моментов от сосредоточенных сил
f,o,
Л9(3}’1
0,9.
0,8
(95,6)
19
4,9
(97,2)
(87.0)
',6 06
j W) °’В
рис.УШ.6. Исправленная эпюра моментов
138
6)
Рис.УШ.7. Сечение нижнего пояса
а - армирование; о - сечение; принимаемое для расчета
Рис.уШ.8. Схемы к расчету стойки
а - распределение моментов по высоте стойки;
б - схема узла
Рис.lx.I. Расчетная схема подстропильной фермы
а - при расчете на усилие предварительного оожатия и собственный вес; о - при расчете на нагрузки от покрытия
139
Рис.1л.г. Основная система и эпюры моментов от
а - усилий предварительного обжатия (Рх=100 т); б -собственного веса фермы; в - нагрузки Р, =10 т;
г - нагрузки Р3 = 100 т; д - нагрузки Р^ = 10 т
140
Рис.IX.3. Сечение нижнего пояса
Ц960_,
Рис. IX.4. Армирование подстропильной фермы
I - напряженная арматура нижнего пояса;
2 - каркасы опорных и промежуточных узлов;
3 - каркасы верхнего пояса и стоек; 4 - сетки косвенного армирования зоны анкеровки прядей; 5 - распределительные сетки
141
Рис.И.4. Армирование подстропильной фермы
I - напряженная арматура нижнего пояса;
2 - каркасы опорных и промежуточных узлов;
3 - каркасы верхнего пояса и стоек; 4 - сетки косвенного армирования зоны анкеровки прядей; 5 - распределительные сетки
141
550
Рис.IX.5. Схемы узлов подстропильной фермы а - промежуточного; б - опорного
142
СОДЕРЖАНИЕ
Стр,
ПРЕДИСЛОВИЕ 3
I. Область применения Руководства. Классификация предварительно напряженных ферм 4
2. Материалы для предварительно напряженных железобетонных ферм 5
5
3. Нагрузки
4. Основные положения по проектированию ферм 8
5. Расчет элементов железобетонных ферм 44
6. Конструирование элементов железобетонных ферм 22
7. Проектирование ферм для зданий с агрессивной средой 26
8. Составление схем производственных испытаний ферм 29
9. Указания по выбору ферм для конкретных случаев 32 применения
ПРИЛОЖЕНИЯ: 41
I» Определение изгибающих моментов в верхних поясах стропильных ферм при воздействии виеуэловой нагрузки (приближенный способ) 42
П. Определение изгибающих моментов в нижних поясах ферм (приближенный способ) 43
И. Нагрузки для расчета ферм 4®
1У. Определение свободной длины верхнего пояса беэ-раскосных ферм сегментного очертания из плоскости ферм при плоских (малоуклонных) кровлях 51
У. Стыки ферм 53
У1. Методика определения прогибов и пример расчета прогибов фермы с параллельными поясами пролетом 24 м 57
УП. Пример расчета сегментной фермы пролетом 24 м 71
УН. Пример расчета безраскосной фермы 97
143
Стр.
IX. Пример расчета подстропильной фермы пролетом 12 м для зданий со скатной кровлей 105
X. Перечень рабочих чертежей»ферм 120
XI. Литература по расчету и конструированию железобетонных ферм. 122
РУКОВОДСТВО
ПО РАСЧЕТУ И КОНСТРУИРОВА] Е30БЕТ0ННЫХ ФЕРМ ПОКРЫ'
Редактор Н.А.Гагарина
Технический редактор П.И.Орехов
Корректор Г.С.Иванова
Л - Ю7Э04. Подл, к печати ЗО/УП-1971 г. Формат бум. 70x108 I/I6 Печ.л.9. Уч.-ИЗД.Л.6,5.
Тираж 200 Цена 25коп. Заказ 301
Отпечатано в Производственных экспериментальных мастерских ЦИНИС Госстроя СССР