СИДЕНИЕ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ

КОНСТРУКЦИЙ

ПРОМЫШЛЕННЫХ

ЗДАНИЙ

И СООРУЖЕНИЙ
СТРОЙИ ЗДАТ-1005

Н. М. ОНУФРИЕВ
Доктор техн. наук профессор
УСИЛЕНИЕ

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ

КОНСТРУКЦИЙ

ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ

И СООРУЖЕНИЙ
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ

ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Ленинград 1965 Москва

ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
I—	пролет изгибаемого элемента или высота колонны;
F — площадь поперечного сечения железобетонного элемента;
£б—начальный модуль упругости бетона;
Ел— модуль упругости стали;
В — жесткость железобетонного элемента;
F&— площадь поперечного сечения растянутой арматуры;
F0— площадь поперечного сечения затяжки или распорки;
5—линейная деформация затяжки;
Д—линейная деформация железобетонного элемента;
X— неизвестное горизонтальное усилие в затяжке;
X'—неизвестное усилие в наклонных частях затяжки;
Р— внешняя расчетная сосредоточенная полезная нагрузка;

р— внешняя равномерно распределенная полезная нагрузка;
£—внешняя- равномерно распределенная постоянная нагрузка;

q— полная внешняя равномерно распределенная нагрузка;
G— внешняя расчетная сосредоточенная постоянная нагрузка;
5—известное горизонтальное усилие в затяжке или другом рассчиты¬

ваемом элементе;
S' — известное усилие в наклонных частях затяжек;
D — известное вертикальное реактивное усилие;
Dx—неизвестное вертикальное реактивное усилие;
N — сжимающая сила;
М — изгибающий момент;
Мо — опорный изгибающий момент;

f—прогиб железобетонного элемента;

fo — коэффициент трения;
Т — сила трения;
Q—поперечная сила;
V — потенциальная энергия;
F&—площадь поперечного сечения сжатого бетона;
f* — площадь поперечного сечения одной ветви хомута;
Fx — полная площадь поперечного сечения хомута;
Rnp — расчетное сопротивление бетона при осевом сжатии;
Ru — расчетное сопротивление бетона сжатию при изгибе;
Ra — расчетное сопротивление стали на растяжение;
Rax— расчетное сопротивление арматурной стали; поперечной и отогнутой

при расчете на поперечную силу;
Rp— расчетное сопротивление бетона на осевое растяжение;
<р — коэффициент уменьшения при продольном изгибе;
/о — приведенная высота колонны или пролет в свету;

h — высота сечения железобетонного элемента;
1*
3

b — ширина сечения железобетонного элемента;

х — высота сжатой зоны железобетонного сечения;
£ — относительная высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной;

И- — коэффициент армирования;
е0 — эксцентрицитет расчетной силы, считая от геометрической оси попе¬

речного сечения;
е—эксцентрицитет расчетной сжимающей силы от центра тяжести рас¬

тянутой арматуры;

е'—эксцентрицитет расчетной сжимающей силы от центра тяжести сжа¬

той арматуры;
е"—эксцентрицитет расчетной сжимающей силы от центра тяжести рас¬

порки усиления;
Л^пр — предельная величина сжимающей силы;
N0 — расчетная нагрузка, приходящаяся на раопорку;

т0—коэффициент условий работы затяжки усиления или распорки уси¬

ления;
hо— полезная высота поперечного сечения железобетонного элемента;

а — расстояние от растянутой грани до центра тяжести растянутой арма¬

туры;
а' — то же, от сжатой грани элемента до центра тяжести сжатой арма¬

туры;
а” — то же, до центра тяжести распорки усиления*,
X — гибкость элемента;
2\ — расстояние от центра тяжести площади поперечного сечения всей

растянутой арматуры до точки приложения равнодействующего уси¬

лия в сжатой зоне сечения над трещиной;

z0 — плечо внутренней пары;
с — плечо действующей силы или усилия.
Индексы при принятых обозначениях указывают от каких усилий они

возникают или зависят, а также к каким частям и участкам относятся.

Обозначения, имеющие частный характер, приведены в тексте.

ВВЕДЕНИЕ
При проектировании и строительстве промышленных объек¬

тов обычно учитывается дальнейшее их расширение, однако

длительная практика показывает, что невозможно предугадать

все те изменения, которые возникнут во время эксплуатации

предприятия.
Это особенно характерно для новых производств, в частности

для химической промышленности. Поэтому ©стал вопрос о со¬

здании таких строительных форм, которые позволили бы наибо¬

лее просто изменить технологию производств в процессе их

эксплуатации-
В настоящее время созданы конструкции так называемых

универсальных цехов, позволяющие применять их для различ¬

ных отраслей промышленности.
Усовершенствование или изменение технологических процес¬

сов влечет за собой замену и перестановку оборудования и

аппаратуры в соответствии с более рентабельными и рациональ¬

ными схемами производства, что во многих случаях увеличи¬

вает полезные нагрузки на несущие конструкции зданий и соору¬

жений.
Рост промышленного производства, особенно с 1949 г., дости¬

гает весьма значительных размеров именно за счет внутренних

резервов (использования существующих площадей).
В практике встречаются случаи, когда при расширении и

реконструкции производств приходится переделывать конструк¬

ции, пристраивать и надстраивать здания и сооружения, исполь¬

зуя смежные строительные элементы конструкций и передавая

на них дополнительные непредусмотренные нагрузки.
Увеличение нагрузок часто требует предварительного уси¬

ления существующих элементов зданий и сооружений.
Усиление железобетонных элементов конструкций и соору¬

жений из-за их монолитности и скрытости арматуры имеет свое¬

образную специфику и является сложным дорогостоящим и

трудоемким процессом, независимо от практикуемых способов
§

усиления. Несмотря на то, что вопросы усиления железобетон¬

ных конструкций нашли отражение в литературе [1], [2], [3], [4],

однако, в (Процессе постоянной практики их применения .методы

усиления совершенствуются, внедряются новые решения и пре¬

терпевают значительную модернизацию существующие способы

усиления конструкций.
В настоящей работе использованы имевшиеся в данной

области сведения, которые дополнены новыми материалами

ряда проектных и строительных организаций, работавших в

этом направлении, а также накопленный опыт личного участия

в проведении усилений значительного количества железобетон¬

ных сооружений и постановки серии опытов при исследовании

отдельных вопросов увеличения несущей способности железо¬

бетонных элементов конструкций.

Глава I
СПОСОБЫ УСИЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ

КОНСТРУКЦИЙ
§ U ВКЛАД ОТЕЧЕСТВЕННОЙ НАУКИ И ТЕХНИКИ

В РЕШЕНИЕ ВОПРОСОВ, СВЯЗАННЫХ С УСИЛЕНИЕМ

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИИ
В нашей стране вопросами усиления железобетонных кон¬

струкций начали заниматься давно.
В 1919 г. усиление при помощи обойм с добавочной арма¬

турой и обмоткой было успешно применено инж. Струве В. А.
Устройство обойм применялось при исправлении ригелей

рам кровельного перекрытия паровозного депо. Вследствие не¬

достаточной плотности бетона и малого его защитного слоя

арматура этих ригелей была сильно повреждена коррозией

от дымовых газов.
В 1931 г. на одном из цементных заводов были использо¬

ваны обойменные конструкции усиления при восстановлении

конструкций печного корпуса, деформировавшихся и частично

обрушившихся вследствие несоблюдения требований и указаний

технических условий и норм проектирования американской фир¬

мой, строившей этот завод.
В разрушившихся конструкциях отсутствовали хомуты,

стыки арматуры производились внахлестку без крючков (при

гладкой круглой арматуре), причем в одном наиболее напря¬

женном месте стыковалось до 65% наличной арматуры растя¬

нутой зоны, бетон был низкою качества, а работы велись не¬

брежно.
Параллельно с развитием способов усиления при помощи

обойменных конструкций у нас стали применяться и рациональ¬

ные разгружающие конструкции усиления, получившие доста¬
7

точно большое распространение при проведении различного

рода реконструкций промышленных объектов. Распространение

этих методов объясняется удобством и быстротой их осущест¬

вления в условиях действующих промышленных предприятий.

Подобные 'реконструктивные решения были использованы

при усилении конструкций котельного отделения районной

ГРЭС и печного корпуса цементного завода, где наряду

с обоймами применялись и разгружающие конструкции

усиления.
Экспериментальные исследования ЦНИМПС, проведенные

в 1933—1935 гг. по изучению сцепления нового бетона со ста¬

рым [7], имели большое значение для развития и внедрения

в производство обойменных конструкций усиления.
В 1934 г. канд. техн. наук Литвиновым И. М. были прове¬

дены работы по усилению обоймами элементов железобетонных

конструкций на руднике в Донбассе.
В Украинском научно-исследовательском институте соору¬

жений в 1937 г., а затем в лаборатории ЦНИМС в 1938 г. Лит¬

виновым И. М- проводилось большое количество эксперимен¬

тальных исследований предложенного и опубликованного им

метода усиления железобетонных конструкций односторонними

наращиваниями с добавлением арматуры [2].
Примерно в этот же период в лаборатории Московского

метрополитена, по предложению инж. Шарова И. Ф. [8], произ¬

водились экспериментальные исследования метода торкрети¬

рования рубашек и накладок с добавлением арматуры и хому¬

тов для усиления железобетонных тавровых балок.
В 1938 г. в лаборатории ЦНИПС инж. Судариковым А. А.

были произведены испытания железобетонных балок, усилен¬

ных дополнительной прямой и косой арматурой, с последую¬

щим их о б етон ир ов а н и е м.
В 1939—1940 гг. в механической лаборатории Всесоюзного

научно-исследовательского института железнодорожного транс¬

порта под руководством к. т. н. Пинаджяна В. В. при участии

к. т. н. Казей И. И. и Кичаева П. М. [9] были проведены экспе¬

риментальные исследования усиления обоймами железобетон¬

ных балок, подвергаемых динамическим нагрузким, имитиро¬

вавшим загрузку мостовых конструкций.
В результате этих исследований решился вопрос о возмож¬

ности производить усиление обоймами железобетонных кон¬

струкций, находящихся под действием динамических подвиж¬

ных нагрузок. Это было практически использовано при усиле¬

нии ряда балочных мостов [10], [11]. В 1942 г. вышла инструк¬

ция Наркомстроя, в которой были систематизированы и обоб¬

щены результаты конструкторских и экспериментальных иссле¬

дований по применению обойменных методов усиления, имев¬

шихся к этому времени в СССР.
а

Особенно широко были использованы методы обойм и руба¬

шек при восстановлении железобетонных конструкций, повреж¬

дённых во время Отечественной войны [13], [14], [15], [16].
В послевоенный период «.т.н. Линаджян В. В. опублико¬

вал экспериментально проверенный им способ расчета и проек¬

тирования обойменных конструкций [17].
Обширный, обобщенный и систематизированный материал,

накопленный отечественной практикой по усилению железобе¬

тонных конструкций, был опубликован [3] автором в 1949 г.
Дальнейшие эксперименты над железобетонными балками,

усиленными стальными шпрингелями, проводились инж. Струн-

киным А. Д. Это способствовало продвижению научных иссле¬

дований в области разгружающих конструкций.
Большие экспериментальные исследования по вопросам

усиления железобетонных конструкций методами их разгрузки

специальными приспособлениями в виде преднапряженных

затяжек и распорок в 1950—1953 гг. были проделаны автором

в механической лаборатории ЛИСИ. Они проводились как

над однопролетными балочными элементами, так и над нераз¬

резными статически неопределимыми балками, что расширило

область применения таких конструкций усиления в условиях

действующих промышленных предприятий и способствовало

их широкому и быстрому распространению [4].
За рубежом первые попытки по усилению конструкций на¬

шли отражение в технической литературе 1912 г. [5]- Тогда же

появились соответствующие инструктивные правила по таким

работам.
Некоторые работы по реконструкции в 1920—1930 гг. оказа¬

лись слишком громоздкими и мало эффективными из-за неуме¬

ния пра(Вильно подойти к решению подобных задач, особенно

касающихся разгружающих конструкций в железобетоне. Спе¬

циальных крупных экспериментальных исследований по уси¬

лению конструкций не проводилось и даже попыток к обоб¬

щению существующего опыта за границей не делалось. Литера¬

турные данные в виде отдельных журнальных статей приводят

лишь разрозненные частные случаи выполненных усилий кон¬

струкций.
Таким образом, в заключение можно констатировать несом¬

ненный приоритет отечественной технической и научной мысли

в этой большой и широкой области по усилению железобетон¬

ных конструкций.
§ 2. РАЗНОВИДНОСТИ СПОСОБОВ УСИЛЕНИЯ

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
•Работы по усилению железобетонных конструкций с целью

приспособления и использования существующих сооружений
9

под увеличенную нагрузку можно разделить на две основные

группы.
К первой группе относятся работы по возведению новых раз¬

гружающих и заменяющих конструкций, воспринимающих ча¬

стично или полностью увеличенные нагрузки и выключающих

из работы часть существующих элементов сооружения или

здания.
Эти конструкции усиления представляют собой систему ба¬

лок, большей частью металлических, воспринимающих новую

увеличенную нагрузку и передающую ее через свои опоры тем

существующим несущим элементам, которые являются в доста¬

точной степени несущеспособными.
При недостаточном количестве несущеопособных элементов

в реконструируемом сооружении балочные настилы укладыва¬

ются на вновь сооруженные конструкции, а при необходимости

и фундаменты.
Такой способ реконструкции, являясь достаточно простым,

не всегда бывает рациональным, поскольку существующие

конструкции используются частично или вовсе выключаются из

работы, заменяясь, по существу, новыми; причем последние

часто стесняют полезную площадь производственных помеще¬

ний и уменьшают их габариты.
Вторая группа связана с реконструктивными работами, на¬

правленными к увеличению несущей способности существую¬

щих конструкций, т. е. к их усилению.
Любое железобетонное монолитное или сборное сооружение,

перекрытие или пространственный каркас, выполняя функции

несущей конструкции, работает преимущественно как простран¬

ственная система.
Однако при проектировании усилений эти конструкции де¬

лят на обособленные плоскостные системы для упрощения до¬

вольно сложных задач проектирования. Усиление плоскостных

систем зависит главным образом от напряженно-деформиро¬

ванного состояния стержневых статических схем, объединенно

именуемых в дальнейшем конструктивными схемами.
Увеличение первоначальной несущей способности железобе¬

тонных конструкций проводится по двум основным направле¬

ниям— усилению без изменения и с изменением конструктив¬

ной схемы элемента сооружения. Способ усиления с сохране¬

нием неизменной первоначальной конструктивной схемы заклю¬

чается в увеличении поперечного сечения усиливаемого эле¬

мента, что достигается устройством рубашек, обойм, накладок

и односторонних наращиваний; причем одновременно добав¬

ляется арматура, а иногда хомуты и обмотка.
Усиление посредством обойменных конструкций, а также

односторонних накладок и набетонок по системе к. т. н. Лит¬

винова И. М. применяется широко благодаря тому, что обла-
Ю

дает рядом положительных качеств. Часто эти (работы выпол¬

няются при помощи торкретирования, что значительно их упро¬

щает.
Второй способ усиления железобетонных конструкций, свя¬

занный с изменением первоначальной конструктивной схемы,

в настоящее время тоже получил большое распространение.
Увеличение первоначальной несущей способности зависит

от рационального изменения соответствующей конструктивной

схемы, которое может касаться самой статической схемы или

ее напряженно-деформированного состояния. Это обеспечива¬

ется введением дополнительных опор, связей и закреплений или

устройством промежуточных шарниров, в том числе и пласти¬

ческих, в статически неопределимых системах. Для изменения

напряженно-деформированного состояния системы можно ис¬

пользовать различные меры, способствующие уменьшению на¬

пряжений или деформаций в элементах конструкции.
Практически возможные и применяемые способы усиления

элементов сооружений путем изменения их конструктивной

схемы заключаются в устройстве дополнительных жестких и

упругих опор, в применении регулировочных приспособлений

на этих опорах и, наконец, в устройстве различных регулиро-

вочно разгрузочных натяжных и распорных конструкций.
Перечисленные мероприятия изменяют первоначальную кон¬

структивную схему таким образом, что в целом повышается

несущая способность сооружения или его элементов-
К положительной стороне этого метода следует отнести в

пер!вую очередь простоту выполнения: отсутствие каких-либо

капитальных работ по всему фронту усиливаемого элемента,

ограничивающихся небольшими участками, что особенно важно

при осуществлении усилений на действующих предприятиях.

Глава II
РАЗГРУЖАЮЩИЕ

И ЗАМЕНЯЮЩИЕ КОНСТРУКЦИИ
§ 3. РАЗГРУЖАЮЩИЕ И ЗАМЕНЯЮЩИЕ КОНСТРУКЦИИ

ПРИ РЕКОНСТРУКЦИЯХ ПРОМЫШЛЕННЫХ
ОБЪЕКТОВ
Повышение первоначальной несущей способности железо¬

бетонных конструкций на отдельных участках промышленных

объектов относительно просто достигается с помощью специ¬

альных разгружающих конструкций. Они устраиваются таким

образом, чтобы принять непосредственно на себя увеличив¬

шиеся нагрузки и передать их через свои опорные части на ге

элементы железобетонных конструкций сооружения или зда¬

ния, которые в состоянии их воспринять.
Такие разгружающие конструкции могут быть двух видов

по роду своих функций — конструкциями частичного и полного

разгружения. Частично разгружающие конструкции работают

совместно с существующими железобетонными элементами и

воспринимают только ту часть нагрузки, которую не в состоя¬

нии принять на себя последние. Конструкции полного разгру¬

жения принимают на себя всю нагрузку, выключая из работы

существующие элементы.
В некоторых случаях применяются разгружающие конструк¬

ции смешанного типа, когда на отдельных участках устроены

конструкции полного разгружения, воспринимающие всю

нагрузку, передаваемую ими на главные элементы частич¬

ного разгружения. Эти последние снимают с существующих

элементов железобетонной конструкции только долю на¬

грузки, которую они не в состоянии самостоятельно принять

на себя.
12

Разгружающие конструкции могут быть железобетонными

или металлическими, что в некоторых случаях удобнее при

ведении реконструктивных работ на действующих .предприятиях

без их остановки.
Металлические разгружающие конструкции могут быть

только конструкциями полного разгружения, поскольку по

сравнению с железобетонными элементами они обладают не¬

большой жесткостью и не могут служить целям частичной раз¬

грузки.
На рис. 1 ,а изображена железобетонная разгружающая кон¬

струкция смешанного типа. Второстепенные балки существую¬

щего перекрытия полностью выключены из работы, а главные

балки разгружены частично, так как работают совместно с

главными разгрузочными балками, которые покоятся на по¬

следних.
Для надежной работы балок частичного .разгружения с раз¬

гружаемой ими конструкцией они должны быть связаны друг

с другом. Это достигается устройством связей по концам раз¬

гружающих балок и в их пролетах.
Устройство связей необходимо, так как в этом случае дефор¬

мации двух конструкций будут сОВ'Местными и нагрузка, непо¬

средственно действующая на разгружающую балку, будет пе¬

рераспределяться и частично догружать разгружаемую.
Такая схема работы при наличии связей всегда будет в

действии, что особенно важно когда разгружаемая конструкция

является неразрезной, а разгружающая разрезана на опорах.
Конструктивное решение связей представлено • на рис. 1,6,

где изображены концевые и пролетные связи, являющиеся

закладными деталями разгружающих балок.
Концевые связи для крепежных болтов выполняются из

отрезков уголков, к которым приварены анкера и ребра жест¬

кости, чтобы защитить уголки от размолкования.
Крепежные болты прикрепляют закладные детали к ниже¬

расположенным разгружаемым элементам существующих же¬

лезобетонных конструкций, скрепляясь с последними посредст¬

вом шайб-столиков из уголков, усиленных ребрами жесткости.
Пролетные промежуточные связи выполняются из отрезков

полосовой стали, к которой приварены анкера.
Крепятся эти связи к существующим конструкциям пере¬

крытий аналогично концевым связям или непосредственно к

плите перекрытий, если она имеется.
Прикрепление связей к плите перекрытий значительно проще,

чем к балкам перекрытий, поэтому оно может быть рекомендо¬

вано также для концевых связей.
Анкеровка крепежных болтов к плите перекрытия выпол¬

няется уголковыми шайбами или .шайбами из полосовой стали.
Установка связей производится до бетонирования самих
13

Рис. 1. Разгружающие конструкции, выполненные в железобетоне
а—смешанный тип разгружаемой конструкции (частичного и полного разгружения);

б—детали концевого закрепления разгружающей балки; в—детали пролетного за¬

крепления разгружающей балки

/—вновь устанавливаемое оборудование; 2— второстепенные разгрузочные элементы

(балки); 3—главные разгрузочные элементы (ригели); 4—колонны существующего

каркаса; 5— зазор между разгружающими элементами и разгружаемой конструк¬

цией; 6—второстепенные балки существующего железобетонного перекрытия (раз¬

гружаемого); 7—ригели существующей перекрытия; Я—плита перекрытия; 9—гайка

крепежного болта; 10—дыры в плите перекрытия, пробитые для пропуска болтов,

заделанные бетоном после установки болтов; 11—йролетная закладная деталь связи,

устанавливаемая до бетонирования накладной балки; /2—отверстия для болтов;

13—концевая закладная деталь разгрузочной балки, устанавливаемая до бетониро¬

вания; 14— крепежные болты; 15—шайба-упор; 16—анкера; 17—ребро жесткости

разгрузочных балок для того, чтобы анкера могли быть на¬

дежно заделаны в тело последних.
Крепежные болты устанавливаются в дыры, пробиваемые

в плите перекрытия, впоследствии заделываемые бетоном, а

гайки болтов завариваются.
Выступающие наружу части связей и крепежных болтов для

предохранения от коррозии окрашиваются масляной краской

или покрываются предохраняющими лаками и мастиками.

В некоторых случаях при пожароопасных производствах откры¬

тые металлические части следует предохранять обетонировкоч

по обмотке из проволоки или сетки.
Пролетные связи могут быть установлены с шагом 1,0—1,5 м,

что обеспечит хорошую связь накладной конструкции с сущест¬

вующей и заставит их работать совместно.
Полная разгрузка ненасущных элементов существующих же¬

лезобетонных конструкций достигается устройством зазоров

между ними и новыми, сооружаемыми поверх них разгрузоч¬

ными элементами, что видно из рис. 1. Конструкция полного

разгружения представлена на рис- 3,а, где все железобетонные

разгрузочные элементы разъединены от разгружаемого пере¬

крытия соответствующими зазорами. Для этого главные балки

конструкции, опираясь у колонн на ригели существующего кар¬

каса, несколько приподняты и имеют специальные выступающие

опорные части.
Аналогичная конструкция полного разгружения, выполнен¬

ная в металле, показана на рис. 2, а. Для полной разгрузки

между прокатными профилями и (разгружаемыми элементами

перекрытия предусмотрены зазоры, которые образуются за счет

подкладок, приваренных на опорах у колонн. Эти опорные под¬

кладки крепятся с железобетонными элементами болтами. Для

пропуска их пробиваются отверстия, которые заделываются

бетонным раствором.
В некоторых случаях устройство разгрузочных конструкций

сверху перекрытия бывает неудобным, так как создаются раз¬

личные уровни на этаже или недопустимо стесняются соот¬

ветствующие помещения. В таких случаях разгружающие

металлические конструкции могут быть сооружены снизу пере¬

крытия, как это изображено на рис. 2,6. В приведенном при¬

мере разгрузочные балки подвешены к ригелям разгружае¬

мого перекрытия. Это возможно в том случае, когда ригели

могут воспринять дополнительную нагрузку. В противном слу¬

чае эти железобетонные ригели должны быть усилены тем или

иным способом, или должна быть устроена соответствующая

главная разгрузочная металлическая балка, которая служила

бы опорой второстепенных разгрузочных элементов.
При расположении разгрузочных элементов снизу железо¬

бетонных перекрытий их загружение производится через спе-
15

ж
ж
W///A
8ПЖЯ
—ЧГЧ5П1 JjjPlI
15
т
Рис. 2. Конструкции полного разгружения, выполненные целиком
из прокатного металла
а—'С расположением перекрытия сверху; б—с расположением перекрытия снизу;

/—устанавливаемое новое оборудование; 2—второстепенные железобетонные балки

перекрытия; 3—второстепенные металлические разгружающие балки; 4—колонна,

несущая перекрытие; 5—главная балка железобетонного перекрытия; 6—главная ме¬

таллическая разгружающая балка; 7—плита железобетонного перекрытия; Я—-опор¬

ная подкладка; Р—металлические стойки под оборудование; 10—столик на стойках

непосредственно для опирания оборудования; 11—отверстия, пробитые в плите же¬

лезобетонного перекрытия, заделанные впоследствии бетоном или асфальтом; 12—и®*

лосовые шайбы под болты; 13—болты; 14—столики-шайбы; 15—гайки; 16—сварные

швы; 17— зазор между разгрузочной и разгружаемой конструкциями

ф
ш-т
6)
ш-ш
11
Рис. 3. Железобетонные конструкции полного разгружения и замены
а—конструкции полного разгружения; б—заменяющие конструкции; в—конструкции
разгружающей плиты

/—вновь устанавливаемое оборудование; 2—второстепенные балки полного разгру¬

жения; 3—главные балки полного разгружения; 4—колонны существующего каркаса;
5—зазор между разгружающими элементами и существующей конструкцией; б—вто¬

ростепенные балки существующего перекрытия; 7—ригели существующего перекры¬

тия; 5—плита перекрытия; выступающие опорные части главных разгрузочных эле¬

ментов; /0—элементы разбираемого перекрытия (плита и второстепенные балки) пос¬

ле устройства заменяющих конструкций; //—разгружающая плита; /2—существую¬

щая дефектная плита перекрытия
циально приваренные металлические стойки со столиками, на

которые непосредственно устанавливается новое оборудование.

Для пропуска стоек в железобетонной плите перекрытия проби¬

ваются отверстия, заделываемые впоследствии бетонным рас¬

твором или асфальтом, если устанавливаемое оборудование

«дышит», т. е. периодически изменяет свою налрузку (например

резервуары). Разгружающие элементы к балкам перекрытий

крепятся хомутами из болтов « столиков-шайб, а сверху пере¬

крытия — полосовыми шайбами.
Болты пропускаются через дьиры в плите перекрытия, кото¬

рые впоследствии заделываются бетоном, а гайки на стяжных

болтах завариваются.

Зазоры между разгружающей и разгружаемой конструк¬

циями принимаются от 30 мм и больше, чтобы при прогибе

нагружаемого элемента он не смог бы касаться разгружаемых

конструкций.
Конструкции полного разгружения иногда устраиваютоя на

самостоятельных опорах и даже фундаментах, когда существу¬

ющие железобетонные конструкции ни в какой части не могут

быть использованы вследствие малой несущей способности,

больших повреждений от (коррозии или частичных разрушений

отдельных элементов в такой степени, что их исправление не¬

рентабельно. В этих случаях разгружающие /конструкции ста¬

новятся конструкциями замены, поскольку выключенные из

работ существующие дефектные железобетонные элементы мо¬

гут быть разобраны и удалены.
Такие заменяющие конструкции в некоторых случаях удается

опереть около существующих колонн на ригели каркаса, как

это изображено на рис. 3, б. Тогда главные элементы (ригели)

заменяющих конструкций устраиваются с выступающими вниз

опорными 'частями, а между ними и сохраняемыми элементами

оставляются зазоры-щели для выключения последних из ра¬

боты.
Если опорные сечения а-а тех элементов, на которые в ко¬

нечном итоге опираются разгружающие или заменяющие кон¬

струкции (рис. 1 и 3), оказываются слабыми и не могут воспри¬

нимать дополнительную нагрузку, то их приходится усиливать.
Такое усиление опорных сечений выполняется специальными

опорными хомутами, охватывающими колонны и подпираю¬

щими недостаточно несущеспособные ригели (рис. 4)-
Опорные хомуты выполняются в железобетоне, а также

в металле с последующей обетонкой. Железобетонные хомуты

представляют собою пояса, охватывающие колонны непосред¬

ственно под опорными сечениями усиливаемых ригелей, благо¬

даря которым увеличиваются опорные сечения и возросшая

нагрузка передается колонне, не вызывая опасности срезать

ригели по сечениям а-а, показанным на рис. 1, а и 3, а.
Опорные хомуты армируются косой или замкнутой горизон¬

тальной арматурой (рис. 4,а), связанной между собой шпиль¬

ками-хомутами.
На рис. 6,6 представлена конструкция опорного железобе¬

тонного хомута с изображением отдельных позиций арматуры.
Перед устройством опорных хомутов бетонные поверхности

колонн и ригелей складываются на толщину защитного слоя

и (промываются из брандспойта, после чего устанавливается

арматура, опалубка и производится бетонирование железобе¬

тонного пояса — опорного хомута. Бетонирование ведется с

вибрированием, чтобы надежно заполнить пространство под

ригелями. В некоторых случаях опорные хомуты возвышаются
18

Рис. 4. Конструкции опорных хомутов
а—опорный хомут в железобетоне; б—опорный хомут из профильного прокатного
металла с обетонкой
/—колонна каркаса; 2—ригель каркаса; 3—арматура опорного хомута; -опорный

хомут; 5 арматура колонны; 5—хомуты колонны; 7—шпильки-хомуты; 8—конструк¬

ция, установленная на ригеле и создающая дополнительное загружение опоры ри¬

геля; сколотая поверхность существующих железобетонных несущих конструк¬

ций; /0—арматура ригеля; 11—швеллера опорного хомута; 12—стяжные болты;
сварные швы; 14 верхняя поверхность опорного хомута при бетонировании под
некоторым давлением
над нижней поверхностью усиливаемых ригелей на 10—15 см

(показано пунктиром на рис. 4, а) для того, чтобы бетон за¬

полнял пространство под ригелями под некоторым давлением.

Бетон для опорных хомутов изготовляется на мелком щебне

или гравии и делается пластической консистенции с осадкой

конуса до 10 см.
При твердении бетона происходит его усадка, вследствие

чего забетонированный пояс (опорный хомут) плотно всесто¬

ронне обжимает колонну и становится надежной опорой усили¬

ваемого ригеля.
Металлические опорные хомуты (,рис. 4, б) выполняются из

швеллеров, которые привариваются к оголенной поверхности

арматуры колонн и ригелей- Перед приваркой отрезки швел¬

леров устанавливаются в должное положение и соединяются

между собою стяжными болтами, а после проведения свароч¬

ных работ обматываются проволокой или оборачиваются сет¬

кой и обетониваются с предварительным укреплением опа¬

лубки.
Как видно из рис. 4,6 приварка швеллеров к арматуре не

представляет каких-либо затруднений, поскольку сварные швы

как вертикальные, так и горизонтальные открыты и легко дости¬

гаются электродом, а потолочные швы вовсе отсуствуют.
При установке швеллеры должны быть подогнаны до плот¬

ного соприкасания с рабочей арматурой колонн и ригелей, по¬

этому необходимо полное скалывание бетона защитного слоя.

Встречающиеся хомуты или поперечная боковая арматура сре¬

заются и удаляются, что безопасно, поскольку приваренные

швеллеры с избытком их возмещают.
2*
19

При неплотностях между отдельными стержнями оголенной

арматуры подпираемых элементов и устанавливаемыми швел¬

лерами делаются соответствующие подкладки из металличе¬

ских полосок.
Иногда опорные хомуты могут выполняться не как подпира¬

ющие конструкции, а в виде самостоятельных выступов-кулач-

ков колонн для опирания на них новых конструкций, возводи¬

мых в результате реконструкций.
Наиболее частыми повреждениями плит перекрытий на про¬

мышленных объектах является их разрушение от различного

рода коррозирующих бетон веществ таких, как кислоты, осно¬

вания, сахара, масла я т. п., а также от механических разру¬

шений и истираний при воздействии заводского транспорта.

Плиты являются тонкими железобетонными элементами. По¬

этому разрушения в них при распространении в глубину на

3—5 см становятся уже катастрофическими. Но эти разруше¬

ния не представляют особой опасности для больших, несущих

эти плиты железобетонных элементов. В связи с отмеченными

обстоятельствами для усиления и исправления плит перекры¬

тий применимы разгружающие, а иногда заменяющие конст¬

рукции, что иллюстрируется рис. 3, в.
Разгружающие плиты выполняются сверху дефектных плит,

причем их арматура обычно делается раздельной. Она укла¬

дывается по существующей дефектной плите, которая служит

опалубкой (постелью) для вновь бетонируемой конструкции.

Перед устройством разгрузочной плиты поверхность дефект¬

ной плиты очищается, а в особо коррозированных и поврежден¬

ных местах скалывается и промывается из брандспойта. Затем

устанавливается арматура в виде сварных или вязанных сеток

для новой накладной плиты. Бетонирование ведется с вибри¬

рованием площадочными вибраторами.	/
Рассмотренные разгружающие и заменяющие конструкции

представляют собою достаточно простые конструкции усиления,

выполнение которых зачастую не требует остановки действую¬

щего цеха и может вестись отдельными участками.
Однако, неомотря на простоту, эти конструкции не всегда

являются оправданно рентабельными, поскольку, заменяя со¬

бою существующие железобетонные конструкции и выключая

их из дальнейшей работы, они становятся как бы новыми, а

следовательно, дорогими.
Кроме того, в целом ряде случаев разгружающие конструк¬

ции стесняют помещения или уменьшают их габариты, а

также создают перепады на перекрытиях, что особенно

неудобно в помещениях, обслуживаемых напольным транс¬

портом.
Таким образом, разгружающие и заменяющие конструкции

наряду с их простотой осуществления обладают целым рядом
20

серьезных недостатков, с чем необходимо считаться при их

выборе.
Эти конструкции становятся особенно невыгодными, когда

требуют устройства самостоятельных опорных колонн или фун¬

даментов и могут считаться приемлемыми на небольших участ¬

ках с максимальным частичным использованием существующих

железобетонных конструкций..
§ 4. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА РАЗГРУЖАЮЩИХ
КОНСТРУКЦИЙ
Расчет элементов конструкций полного разгружения, а так¬

же заменяющих конструкций не представляют лобою каких-

либо особенностей, так как ничем не отличается от расчета

обычных конструкций, подверженных непосредственной на¬

грузке.
Иначе обстоит дело при рассмотрении расчета элементов

конструкций частичного разгружения, которые работают сов¬

местно с разгружаемыми ими элементами существующих желе¬

зобетонных конструкций. В этом случае внешняя нагрузка пе¬

редается непосредственно верхним накладным разгрузочным

элементам, которые, будучи связанными с нижерасположеннымч

разгружаемыми элементами, имеют с ними одинаковые совмест¬

ные деформации, благодаря чему внешняя нагрузка перерас¬

пределяется между этими комплексно работающими конструк¬

циями.
Задача, возникающая при проектировании разгрузочных кон¬

струкций, заключается в выборе размеров поперечного сечения

такой величины, чтобы при происходящем перераспределении

внешней нагрузки они приняли ту избыточную долю последней,

которая не может быть воспринята существующими элемен¬

тами сооружения.
Обозначим разгружаемую балку индексом 1, а разгружаю¬

щую— 2 и воспользуемся известными выражениями кривизн

изогнутых осей элементов в зависимости от их жесткостей и

действующих на них изгибающих моментов.
_1_ = _М±_ . 1 ^ М2
Pi -^1 ’ р2 В2
При связанно работающих двух балочных конструкциях

их деформации и кривизны изогнутых осей будут одинаковы,

поэтому
_L = —.
Pi Р2
Тогда

Полученное выражение (1) показывает, что приходящиеся

на каждый элемент изгибающие моменты будут пропорцио¬

нальны их жесткостям.
Полное усилие М системы комплексно работающих балок

будет равно сумме усилий воспринятых каждой из них
М = М1 + М2.	(2)
Решая выражения (1) и (2) относительно усилия М% полу¬

чим:
(3)
М2 = М-Mi.	(4)
Кроме того, из выражения (1) можно определить искомую

жесткость разгружающего элемента
*«—Т?--	(5)
Чтобы получить выражение перерасиределения М в отноше¬

нии разгружающего элемента, решим совместно (1) и (2).

Тогда будем иметь:
(.M-Mi)B2 = M2B1;
МВ2 = М2 № + Б2);
(6>
С помощью полученных расчетных формул достаточно

просто находится необходимое сечение разгружающих элемен¬

тов.
Зная полное усиление М, приходящееся на реконструируе¬

мый элемент, подлежащий усилению, а также величину уси¬

лия М\, которое он свободно воспринимает, и используя фор¬

мулу (2), определяем величину усилия М2, передаваемого раз¬

гружающей накладной балке.
По формуле (5) находим необходимую жесткость В2 разгру¬

жающей балки.
Далее пробными подсчетами можно определить поперечное

сечение проектируемого разгружающего элемента, пользуясь

соответствующей методикой СНиП II-B. 1-62 по разд. 9.

Поскольку (получаемая жесткость выбранного сечения будет

несколько отличаться от намеченной первоначально, то, вос¬

пользовавшись формулой (6), вычисляют величину усилия, при¬

ходящегося на разгрузочную балку, и проверяют ее прочность

общепринятыми методами расчета железобетонных элементов.
22

Кроме указанных расчетов, необходима проверка на непо¬

средственный срез опорных сечений, воспринимающих полную

нагрузку после реконструкции.
Пример 1. На существующее перекрытие должно быть

установлено новое оборудование, вес которого превышает не¬

сущую способность данного участка. Проектируется усиление

главной балки существующего перекрытия железобетонной на¬

кладной балкой частичного разгружения по типу конструкции,

изображенной на рис. 1,а.
Сечение усиливаемого среднего пролета 1 = 6 м неразрезной

балки, 6=25 см, h = 60 см таврового сечения, с плитой толщи¬

ною/^ =8 см (|рис. 5,а). Ширина полки тавра, вводимая в рас¬

чет сечения, принята согласно п. 7.18 СНиП II-8. 1-62,
Ьп — 2±-1 + Ь= 2~ -600 + 25 = 225 см.
На рис. 5, б представлена схема расчетной нагрузки усили¬

ваемой балки до реконструкции, а на рис. 5, в соответственно

после реконструкции.
Эпюра расчетных изгибающих моментов от полной нагрузки,

действовавшей на главную балку до реконструкции, изобра¬

жена на рис. 5,г, а на рис. 5,(9 дана эпюра расчетных изгибаю¬

щих моментов от постоянной нагрузки.
На рис. 5, е приведена эпюра расчетных изгибающих момен¬

тов от загружения усиливаемого пролета новой нагрузкой.
1.	Сравниваем эпюры рис. 5, г с суммой эпюр рис. 5. д и 5, е

для среднего пролета:
в точке 1
М — 0,30 -f 9,90 = 10,20 тм > 5,33 тм\
*Ю67
Рис. 5. К примеру расчета конструкции частичного разгружения
в—поперечное сечение существующей балки в среднем пролете; б—расчетная на¬

грузка до реконструкции; в—расчетная нагрузка после реконструкции; г—эпюра мо¬

ментов от расчетных нагрузок до реконструкции; <3—эпюра моментов от постоян¬

ной нагрузки; е—эпюра моментов от загружения среднего пролета расчетной нагруз¬

кой, которая должна на него действовать после реконструкции
93

в точке 2
М = 0,67 + 10,67 = 11,34 тм > 6,87 тм,
т. е. средний п рол err подлежит усилению.
2.	Определяем по формуле (4) изгибающий момент, который

должен быть воспринят разгружающей балкой:
в точке 1
М = 10,20 — 5,33 = 4,87 тм\
в точке 2
М — 11,34 — 6,87 = 4,47 тм < 4,87 тм.
Так как 4,87 тм>4,47 тм, то расчет ведем по усилию

в точке 1, М = 5,33 тм.
3.	Определяем по разд. 9 СНиП II-B. 1-62 жесткость сущест¬

вующего разгружаемого элемента; марка бетона М200, арма¬

тура 2 0 18 — 5,09 см2 периодического профиля, Ьа= 225 см;

h0=56 см.
Ел 2,1 -Ю6 _Q	5,09 ЛЛПЛ,
П~~ Е6 ~ 2,65-105 ’ ^ “ 225-56 ~~
В коэффициент армирования введена ширина полки, так как

x<hn =8 см, поэтому у' = 0.
По формуле (177) СНиП. При RS ='180 кг/см2
1	— 687 000] 	~ 00054*
225-562.180 ~ U>UUU04>
По формуле (178) СНиП Т=0.
По формуле (176) СНиП:
* = “ 1 + 5-0,00054 ^ °’03;
’ + 10-0,0004-8
По формуле (174) СНиП
г‘ = 56(1-^ж)=55;
при /=987 000 см2; у—16,5 см
W*—	—	= 987 00Q	 22 700 см3
0 h — y 60-16,5	/ш Л *
По табл. 34 СНиП, у=\,7Ь,
WT = 1,75 • 22 700 ='39 800 см3.
По формуле (181) СНиП. При =16 кг/см2

Мбт = 0,8-39 800-16 = 510000 кг-см.
24

По формуле (179) СНиП при 5=0,8
.1, 	 1 о Q 510000 	Л *71
фа — 1,3 0,8 б87000 —0,71.
По формуле (184) СНиП при фб =0,9 и v = 0,15
о	56-55
~	0,71	0,9	~
2,1-106.5,09 + 0,03 • 225 • 56 • 2,65 • 105 • 0,45
= 244*108 кг/см2.
4.	По формуле (5) определяем необходимую жесткость раз¬

грузочной балки
_ jMl _ 487 000 ♦ 244-Ю8 _ 2	2
2 щ — 533000	кг/см.
5.	Для разгружающей балки задаемся оечением 6 = 25 см;

Л = 65 см; /7а=3 0 16—6,03 см2; h0=61 см и определяем ее

жесткость; бетон марки М200; сталь АН.
1‘=-ет- = 0’004’ ‘г' = а
Далее аналогично предыдущему по формулам СНиП при

R* =1180 кг!см2
, _ 487 000 _q Q2g.
25-612-180
Т = 0-
* ”	1 +5 0,029 =0.185;
1,8 + .10-0,004-8
'•“«t1—Яг)-0'55'
25^ = 17600 ли3.
По табл. 34 СНиП y=1>75;
WT = 1,75 • 17 600 = 30 700 см8.
При Rp = 16 кг/см2
Мбт = 0,8 • 30 700 • 16 = 394 000 кг ■ см.
При S = 0,8
фа= 1,3+ 0,8	= 0,65,
25

При фб = 0,9 и v = 0,15
61-55
2~	0,65	0,9
2,1 -10е* 6,03 + 0,85-25-61-2,65.105-0,15
= 254* 108 > 223-108
Таким образом, при выбранном сечении жесткость разгру¬

жающей балки несколько больше, чем это требуется по рас¬

чету, что приемлемо, так как направлено в запас прочности.
6.	Проверим достаточность принятого армирования разгру¬

жающей балки.
По формуле (6) найдем усилие от полезной напрузки, кото¬

рая будет действовать на разгружающую балку после рекон¬

струкции в средине ее пролета при известных Въ В2 и Мр =

=<9,90 тм (деформации разгружаемой балки от постоянной на¬

грузки произошли до сооружения разгружаемого элемента,

поэтому эта налрузка не оказывает влияния на последний и при

его расчете не учитывается).
М MB, _ 1067000-254-108 _515QQQ кг,см

2~ А+Яз “ (244 + 254) • 108 “ 040 UUU KZ СМ.
По приложению I
л — М _ 545000 _= о 059

°” bh\RH ” 25.61*. 100 —
соответственно yo = 0,970, тогда
Р 	 М __ 545 000
Га“ ТоЛ0Rh 0,970-61.2700 =3,40 СМ ;
3016 - Fa = 6,03 см2 > 3,40 см2.
7.	Проверяем на срез опорные сечения существующей балки,

поскольку они должны воспринять полную налрузку после ре¬

конструкции,
Q = (g + p)4r + P=(0,74 + 1,45)3 + 5 = 11,57 m;
2
11570
bh 25-60
= 7,75 кгIсм2 < 2/?р = 2 • 6,4 = 12,8 кг/см*,
т. е. опорные сечения усиливать не нужно.
Рассмотрим теперь метод расчета опорных железобетонных

хомутов, охватывающих колонны и воспринимающих внешние

нагрузки от конструкций, которые будут впоследствии на них

опираться.
Опорные хомуты рассчитываются на устойчивость против

сдвига по колонне, исходя из условия равновесия по попереч¬

ным силам (рис. 6,а), и на прочность, как обычные железобе¬

тонные конструкции по формулам СНиП II-B. 1-62.
26

ь Л
э* 2

о Н

л
Q. £

О

X
X

2

X
CL
о
tz

о
ю
и
к
а
2 ан

« О £
a* I-* Я
З5?
а 1

o'0
U
Os о

§««

Ss
сохо О

SOX
а> со

* О)
5чо
I <*>
I V| О
(3 * Я
о ° S I CXt; Я rt к Я LT О
g»I*gs ssssS*
Si-i..oa ‘•s&sse
к? ge ч о
Щи'
Oo^Hn SaSgog
g x S |?S S ..£« | §
« SS2 Яа *> с
«о n £
о 2 я 2 5

2 o.ftceft5
2 s «в
Я <D
a S
o £« . _

MSs X
Я £ !
i°

о о
5 *

о о i:
* * 5
О О
*=з

о
к „

о СП сг«в

се Я 56 о
к

я

X
* со а> й
>«000X0
а^ксоя
wSSs Я «
№ >>? cd R Н --С1-
5& м«в>>аь2
55 I » я 2 н s

** 2 I л Е EL л 2
о
О) Я

Н К
2с°йЙ

sSVx^n
1 я

«■
I I .
4« <ОГч.
32
ffl t? о
2 *

н н
Я к

2яй
a) Q, <t>

Я Св ^

Kflff)

а о
я о
я
Я ..Й
я 03 Я
аё =
О)
Я 3

о> а> я
О)
О.
«о	^
л» о	£
о и	я
ч;

Расчет на устойчивость весьма прост и сводится к про¬

верке равновесия между внешней поперечной силой Р и воз¬

никающими реактивными ура1внавешивающим!и силами тре¬

ния Т от обжатия опорным хомутом боковых поверхностей ко¬

лонны, ввиду происходящей усадки бетона опорно по хомута.

В данном случае в запас прочности не учитываются силы

сцепления между новым и старым бетоном, а также факти¬

ческое увеличенное сечение опорного хомута на толщину ска¬

лываемых защитных слоев бетона колонны и появляющиеся

благодаря этому дополнительные срезающие воздействия.
На основе приведенных положений условие . равновесия

выражается формулой
ЖЕГ;	(7)
Оу = Eq • £у;
U^U2 = 2F3* оу = 2 FSE6 * 0,00015;
^8- (Л + F2)-oy = (F, + F2)*£б* 0,00015*
При коэффициенте трения бетона по бетону /0 = 0,65
Тх = Г2 = 0,656^ = 1,3/у £б* 0,00015;
Г3 = 0,65U3 = 0,65 (Fj +F2)-E6- 0,00015,
где £у — 0,00015—относительная деформация от усадки бе¬

тона;
Uu U2t U3 — силы обжатия от усадки, действующие

на боковые поверхности колонны;

оу—напряжение от усадки бетона;

hx — высота опорного хомута.
Выражение (7) примет вид:
Я< Тх + Т2 + 2Т3 = 0,00015.^б (2,6/73 + 1,3^ + 1,3F2). (8)
Расчет на прочность опорных хомутов как обычных желе¬

зобетонных конструкций производится по выражениям, при¬

веденным ниже,
Лх = mR92b3 ’	(9)
где пг — коэффициент, учитывающий условия работы консоли,

принимается по СНиП II-B. 1-62:
а)	при поддержке хомутами подкрановых балок специаль¬

ных кранов тяжелою режима работы m— 1;
б)	при поддержке хомутами подкрановых балок обычных

мостовых кранов тяжелого и среднего режима работы т=1,6;
«) при поддержке опорными хомутами подкрановых балок

мостовых кранов легкого режима работы^ а также несущих

статическую нагрузку т = 2,2.
28

Количество продольной арматуры, расположенной вверху

опорного хомута, определяется из выражения
М = Ре„ < FaR,?« = FaRa ■ 0,85hox,	(10)
откуда
= "ШЛГ'
Проверка бетонного сечения производится из условия рав¬

новесия по изгибающему моменту
М = Ре о < 2RHbzxz0.	(12)
Здесь
Zq = hox
* = 2 Л А '	^
Количество отогнутой арматуры — /’’до определяется по фор¬

муле (90) СНиП
0,15ft„2MiL
Р 	 ,	'
F =	 с + 0'ЗАох	(14)
30	/?ах sin а	*	' *
где а —угол наклона отогнутых стержней к горизонтали, й
с = е0 — 0,5ЛК.
В случае если по ф. (14) значение Fao получается менее
0,002 hох -2&з, то принимается эта минимальная площадь.
Высота опорного хомута hx должна быть не меньше 2,5 с, так

как это необходимо при принятой системе армирования опорных

хомутов горизонтальной арматурой, как показано на рис. 6, б,

поскольку иное армирование (наклонными хомутами) здесь не-

привмлемо.
Опорные хомуты, выполняемые из фасонного проката, рас¬

считываются также из условий устойчивости и прочности

(рис. 6, в).
Устойчивость хомута обеспечивается проверкой прочности

сварных швов, скрепляющих прокатные фасонные профили с ар¬

матурой колонны.
Устойчивость опорного хомута проверяется расчетом свар¬

ных швов верхнего элемента (/рис. 6) по формуле (82) СНиП

П-В. 3-62, в которой N=P,
2-0,7лш/ш <	(15)
где лш — толщина углового шва;
/ш—(расчетная длина шва — /ш = (Л—1) см;
29

0,7—коэффициент, учитывающий минимальную толщину

шва;
2—количество швов.
В нижнем элементе вертикальные сварные швы (рис. 6) рас¬

считываются на усилие S, определяемое по равенству изгибаю¬

щих моментов,
Ре* = S Л,
или
s—T-nr-	<16>
Расчет швов производится по формуле (82) СНиП II-B. 3-62,

в котором N=S.
Поскольку на величину 5 приходится длина сварного шва—
0,5 /ш (ом. рис. 6,в), то, подставляя в формулу (82) значениеS

по формуле (16), получим
3Ре0	ЗР<?0
<ДСЛ	(17)
2Л-2*0,7Лш-0,5/ш 1,4ЛШ/ШЛ У

Здесь /щ= (h—1), см.
Нижний элемент (швеллер) проверяется на прочность как

изгибаемая конструкция по 'формуле (9) СНиП II-B.3-62, в ко¬

торую подставлен изгибающий момент М = Ре0.
Тогда
Ре0
2 W
нт
</?. • (18)
Зарезка фасонных прокатных элементов на толщину защит¬

ного слоя бетона не учитывается, поскольку направлена в запас

прочности конструкции опорного хомута.
Пример 2. А. На опорный хомут действует полезная со¬

средоточенная нагрузка Р=15 г. Хомут железобетонный (см.

рис. 6, а) с размерами hx= 50 см;
hox = 46 см\ b1 = b3= 10 см; Ь2 = 30 см.
Колонна: hK = 70 см; £0 == 35 + 15 = 50 см; бетон М200;

£б = 265000 кг/см2; сталь АП — Ra — 2700 кг/см2; /?ах =

= 2150 кг/см2.
1.	Проверяем достаточную устойчивость опорного хомута по

формуле 8
Р < 0,00015Яб (^з + 1,3Fx + 1,3/^2) —
= 0,00015-265 000 (2,6-10*50- 1,3-10-50 + 1,3-30-50) =
= 15500 кг > 15 000 кг.

2.	Проверяем достаточность намеченных сечений хомута по

формуле (9) при т —2,2 и Rp—6,4 кг!см2
. Р	15000 .or . СГк
Лх mRp 2bz “ 2,2-6,4-2-10 — 48,5 СМ < 50 СМ'
3	Определяем количество продольной арматуры по формуле
(in
р 	 Рео 	 15000-50 	— а
Г*~~ 0,85/?аЛох “ 0,85-2700-46 “" / ,А М'
Принято 2 0 22—7,60 см2>7,1 см2.
4.	Проверяем бетонное сечение опорного хомута по форму¬

лам (12) и (13):
у	 Fи#а 	7,60-2700 1Q 9 см2.
Х~ 2R»b3 “"2-100-10 ’ ’
М = 2RHb8x (Аох - 0,5х) = 2-100-10-10,2 (46 - 0,5-10,2) =
= 830000 кг-см, > Ре0 — 15000-50 = 750000 кг>см.
5.	Определяем необходимое количество отогнутой арматуры

по формуле (14) при с=е0—0,5Л = 50—35=15 см
0,15-/?„2Мох	0,15-100-2.10.46
с -f- 0,ЗЛох	15 -{- 0,3-46
ао== /?ах sin а = 15 000 2150^0,707 ==9,6 СМ '
Принято F,== 2 0 25—9,82 сж2>9,60 см2.
Б. На опорный хомут действует полезная двусторонняя сосре¬

доточенная нагрузка Р = 6,5 т. Хомут из металлических швелле¬

ров № 24 (см. рис. 6, в) при е0=45 см. hK= 60 см и WHT =

= 254 см9.
Расчетная длина шва 1ш =24—1=23 см при толщине угло¬

вого сварного шва кш =8 мм = 0,8 см.
1.	Проверяем прочность швов верхнего швеллера по фор¬

муле (15)
2-0,7Лш-/ш = 2-0,7-0,8-23 = кг/см2 < = 1500 кг/см2.
Здесь принято по табл. 6 СНиП II-B.3-62.
2.	Проверяем прочность швов нижнего швеллера по фор¬

муле (17)
ЗРе0	3-6500-45 , ,ПЛ , « >1Сг\г\ / 9
1,4ЛШ/ШЛ “ 1,4-0,8-23-24 ~~ кг/см < 1500 KZiCM
31

S	t=c
<D	<D
^	Cl
CQ	О
3 5
&s
о g
. я
d <v

x з
Ou as
X
к
3
§«
v4 S
Щ Щ

£

Cl

H

a

№

О
О
CQ
H
CJ
^ a ^ ° n h
2 Ef S3 О У
H 3 <D СО g Я

(U^tfCOrtl.O
S ^5
: bh
О
a u

я
со
К
О ^
1 S*g

25Sg

§ 2 §*

* g о I §
|8& 1
Y tr tt к •- f

I s s s J |
Q Ч Ь« К ^ 00
a; со
i •. • I «
>»S Л I s
3f*
e-ssge
oIS§R
2 2 is я

* <5 *3 w 5
Ifs g
П ^
« s 2^o

§*g§g

*я£У S

^ (u 2 5 ^
>,uSS3
1 I 1
>><u о

afi«

u a

w и
2 s «

CX О
Я H
212 §
Я
tr
Я CO

HKS
a *
CO e-i
“■gs
*&
*
s 4
R CO
о H

a <u
CO s

w
£2 ж

^ CO
CO
CO
S
R«
СО О
яъ
fcf •- • <u
о S 5 *
£- Я CO

ЯЮ

CO
_ CO
go
o^-
я ^
§ 4 ^
^ %Я ^ о
u >0 cx w
я о

CX fliXO со
я л
* о
VO
S ° 2
W CD
ЗЗ^Ф

H * Ou
fc*«

я л

£ а

о
О I
fn »W
CSj £
a> я

я F

t=f °
Э
2
к
5 tn о
оно
нос
О) |

'gli

э «

2 *
со a

3.	Проверяем прочность собственно швеллера опорного хо¬

мута по формуле (18)
62°2545, = 575 KZiCM'‘ < 2100 Кг‘Ы*-
§ 5. ПРИМЕРЫ ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ УСИЛЕНИИ

С ПОМОЩЬЮ РАЗГРУЖАЮЩИХ КОНСТРУКЦИИ
При расширении спиртового производства на Косьвинском гид¬

ролизном заводе в 1964 г. возникла необходимость расположить но¬

вое тяжелое оборудование на перекрытии уровня 4,95 гидролизного отде¬

ления и на перекрытии уровня 17,82 брагоректификационного отделения.
Перекрытие уровня 4,95 оказалось весьма слабым под новую нагрузку,

превысившую в 5 раз существующую, поэтому его усилили металлическими

конструкциями (рис. 7, а).
Заменяющие конструкции состояли из металлических решетчатых ко¬

лонн, выполненных в виде обойм из уголков (рис. 7,а,1), окаймляющих же¬

лезобетонные колонны каркаса здания и установленных непосредственно на

обрезы существующих фундаментов, воспринимающих добавочную нагрузку

без усиления. Эти колонны имели вверху специальные выступы (рис. 7,6), на

которых покоились металлические ригели из двутавров № 45 (рис. 7,а, 2),

расположенные параллельно с существующими железобетонными ригелями

рам. Металлические ригели из двутавров № 45 воспринимали полностью

всю нагрузку от нового оборудования, расположенного несколько выше су¬

ществующего перекрытия на. системе разгрузочных металлических балок

(рис. 7, а. 3), которые, в свою очередь, посредством коротких стоек

(рис. 7, а и 6.5), пропущенных сквозь дыры существующего перекрытия,

передавали нагрузку на главные ригели.
На перекрытии уровня 17,82 новое тяжелое оборудование было распо¬

ложено на специальной металлической разгрузочной конструкции из прокат¬

ных балок (рис. 7, в). Нагрузки передавались на опорные сечения железо¬

бетонных ригелей рам и от них на колонны каркаса, которые свободно могли

воспринять добавочную нагрузку. Усилить участок перекрытия иным спо¬

собом было невозможно, так как нагрузка в 4 раза превышала первона¬

чальную.
На рис. 7, г представлена конструкция железобетонной плиты частич¬

ного разгружения, выполненная на перекрытии уровня 7,0. Кропоткин¬

ского гидролизного завода. Устройство этой плиты было вы¬

звано увеличением нагрузки примерно вдвое в результате реконструкции

производства на существующих площадях.
*	*
*
В 1941 г. на строительстве сульфитно-спиртового завода

при Выборгском ЦКБ были заложены фундаменты главного корпуса и на¬

чато его возведение.
Во время войны строительство завода прекратилось.
После войны при достройке завода возникла необходимость увеличить

высоту брагоперегонного отделения на 10 м, т. е. почти вдвое увеличить

нагрузку на существующий фундамент.
Фундаменты этой высотной части здания представляли собой сплошную

железобетонную плиту с одним главным ребром-прогоном посредине.
Ввиду увеличившейся нагрузки от возросшей высоты здания потребо¬

валось вдвое усилить конструкцию железобетонной фундаментной плиты.1
1	Специальный вопрос увеличения нагрузки на грунт основания здесь

не рассматривается.
33

Ф12
920
i
\
“j
■ "П
Л К
jp
5000
то
ЧФ?0
Рис. 8. Усиление фундамента на сульфит

а—усиление фундаментной плиты накладной плитой частичного разгружения; б—уси
Усиление фундаментной плиты было запроектировано в виде новой на¬

кладной плиты с прогоном, которая являлась конструкцией частичного раз¬

гружения, рассчитанной на совместную работу с существующими железобе¬

тонными конструкциями фундамента.
Имевшиеся приливы и выступы в существующей плите (рис. 8,а), пред¬

назначавшиеся ранее под установку оборудования, были утоплены в новую

плиту и выполняли роль шпонок в совместной работе обоих конструкций.
Средний прогон фундамента был набетонирован сверху и с боков су¬

ществующего, по концам прижат несущими кирпичными стенами башенной

части здания, а в средней части двумя колоннами, несущими четыре этажных

перекрытия (рис. 8,6).
*	*
*
34

6)
Усипенио ерунда мднт*ои бйлки
Г
JL
a,is
Н1М1К{*«па5ши!!5|аалс']Ц|_',1аямввЛ1|ша1гаЕтЗ

%a»BattBKasReBBaiiiiBBriSBaEa5EaBaaBiiiiaB'<aM

^«^■■^р^ррлрачрвницкрцчярчнррчврчицч^р^цщ
*^шту//шштмтттшъж%к&ъъж&штмшж/т
юм Ф10

шаг зои
то -
15000 —
но-спиртовом заводе Выборгского ЦБК
ление главного прогона накладной балочной конструкцией частичного разгружения
Обвязочные балки уровня 2,80 фасадной стены машинного зала

ТЭС Камышинского стеклозавода подлежали усилению вслед¬

ствие того, что изменилось первоначальное оборудование и их пришлось до¬

полнительно загрузить непредусмотренной нагрузкой от нового оборудования.
Верхние обвязочные балки каркасной фасадной стены в уровнях 8,20

и 11,0 были спроектированы с некоторым запасом и по конструкции кар¬

каса соединялись с подлежащими усилению обвязками железобетонными

оконными импостами в срединах их пролетов (рис. 9}.
Это обстоятельство было учтено, и система из трех обвязочных балок,

соединенных импостами, была проверена на их совместную работу. Однако

этот расчет показал, что перегруженная обвязка хотя и разгружалась

верхними обвязочными балками, но в недостаточной степени.
Тогда между колоннами каркаса были запроектированы новые разгру¬

зочные балки в уровне 0,78 поверх фундаментных балок, на которые эти
35

2Ф20
Рис. 9. Усиление обвязочной балки уровня 2,80 фасадной каркасной стены

машинного зала ТЭС Камышинского стеклозавода посредством балки ча¬

стичного разгружения, расположенной в уровне 0,78
а—разрез и фасад стены; б—опорные хомуты консольных выступов колонн под ранд-

балки; в—балка уровня 0,78 частичного разгружения балки уровня 2,80; г—импост,
соединяющий балки уровней 0,78 и 2,80
разгрузочные элементы опирались по своим концам посредством специаль¬

ных выступов высотою 30 мм, образуя соответствующие зазоры между но¬

выми накладными и существующими фундаментными балками (рис. 9, в).
Эти разгрузочные балки уровня 0,78 были соединены в срединах про¬

летов посредством импостов с системой трех верхних обвязочных балок,

включившись таким образом в совместную работу с ними, благодаря чему

было достигнуто нужное усиление обвязочных балок уровня 2,80.
Опорные консольные выступы колонн, служившие опорами фундамент¬

ных балок, не смогли воспринять приходившиеся на них новые опорные

давления. Поэтому они были усилены специальными железобетонными

опорными хомутами.

\
Г л а в a 111
КОНСТРУКЦИИ ОБОЙМ, РУБАШЕК

И НАРАЩИВАНИЙ
§ 6. УСИЛЕНИЕ ПОСРЕДСТВОМ КОНСТРУКЦИИ

В ВИДЕ ОБОЙМ, РУБАШЕК И НАРАЩИВАНИЯ
(НАБЕТОНОК)
Усиление и восстановление железобетонных элементов путем

устройства обойм, рубашек или односторонних наращиваний

при одновременном добавочном армировании получило рас¬

пространение у нас и за границей.
Выполнение такого рода конструкций усиления связано с

необходимостью сращивания старого и нового бетона, причем

от прочности и надежности этой связи зависит действительность

осуществляемого реконструктивного или восстановительного

мероприятия по созданию составного сечения элемента из бе¬

тона двух разных возрастов.
Производившиеся экспериментальные исследования подтвер¬

ждают надежность сцепления старого бетона с новым при со¬

блюдении надлежащей технологии укладки нового бетона кон¬

струкций усиления. Установлено, что при годичной разнице

в возрастах бетона его сцепление снижается в пределах от 12 до
18% [7], [19], [20].
Сцепление нового бетона со старым может колебаться в до¬

статочно широких пределах — от почти полной прочности моно¬

литного до 40% от нее. Прочность сцепления зависит от харак¬

тера действия сил и разных факторов, влияющих на нее, а

именно: условий укладки бетона, методов уплотнения, ухода за

ним, обработки поверхности сопряжений, чистоты швов, рас¬

хода цемента, гранулометрического состава заполнителей и т. д.
Рекомендации по технологии укладки нового бетона в кон¬
37

струкции обойм, рубашек и наращиваний сводятся к укладке

свежего бетона на чистую шероховатую влажную поверхность

старого бетона с обязательным вибрированием.
Новый бетон для бетонирования обойменных конструкций

усиления должен быть достаточно пластичным, если бетониро¬

вание ведется ручным способом, так как жесткие бетоны не мо-

; гут быть уложены в тонкие обоймы и рубашки при наличии

;в них продольной и поперечной арматуры.
( Бетоны пластичной консистенции, по данным отечественной

] практики и экспериментирования, показали наилучшие резуль-

; таты в удобоукладываемости при применении бетонов с осад¬

кой конуса от 8 до 10 см, причем указанная низшая граница

должна считаться предельной по жесткости. Выбор консистен¬

ции бетонов в отмеченных границах делается в зависимости от

^юда конструкции и способа укладки.
Следует одновременно отметить, что в случае выполнения

обойменных конструкций с применением пластичных бетонов

с осадкой конуса 8—10 см, мероприятием, повышающим каче¬

ство работ и прочность бетонов, будет являться искусственное

обезвоживание уложенного бетона путем применения дрени¬

рующей опалубки, а при значительных объемах работ вакуум-

опалубки.
Бетон для обойм, рубашек и наращиваний лучше всего при¬

менять на нормальном портландцементе, так как быстротвер-

деющие цементы, особенно глиноземистые, показывают пони¬

женную до 50% прочность по контактным поверхностям, что

часто объясняется большими напряжениями от усадки в таких

бетонах.
Вибрирование при бетонировании необходимо для прони¬

кания бетона во все зазоры и щели между установленной ар¬

матурой. При производстве таких работ возможно применение

как глубинных, так и навесных вибраторов типа С-413, С-414,

укрепляемых в этих случаях снаружи коробов опалубки.
Для придания шероховатости поверхности контактных плос¬

костей элементов на ней делаются насечки, что является доста¬

точно трудоемким процессом.
Насечка контактных поверхностей может быть выполнена в

иных случаях перфораторами, снабженными специальными насе¬

кающими приспособлениями. Решение вопроса о допустимости

применения работ с перфораторами должно приниматься инди¬

видуально в зависимости от степени массивности конструкции

и размеров насекаемых поверхностей, а также удобства про¬

никновения и обработки тех, либо других поверхностей с по¬

мощью перфоратора.
Иногда получение шероховатой контактной поверхности

усиливаемых элементов может быть достигнуто тщательной их

обработкой металлическими щетками.
38

Перед бетонировани¬

ем все контактные поверх¬

ности должны быть хоро¬

шо промыты из бранд¬

спойта сильной струей

воды.
Промывку и смачива¬

ние поверхностей, подле¬

жащих об етони рю в ани ю,

необходимо производить

за 1—1,6 ч до укладки

нового бетона, чтобы эти

поверхности были влаж¬

ными, но не мокрыми,

без лужиц воды, (посколь¬

ку последняя повышает водо-

цементное отношение уклады¬

ваемого бетона, понижая тем

самым прочность сцепления.

После смачивания особенно

следует следить за горизон¬

тальными бетонируемыми по¬

верхностями и пазухами, где

может быть скопление во¬

ды.
Конструкция обойм (рис.

10,а и б; И) состоит из арма¬

туры и тонкого бетонного слоя

обволакивающего усиливае¬

мый элемент.
Продольная рабочая ар¬

матура обойм определяется

расчетам и служит для усиле¬

ния конструкции в растянутых

зонах, а в колоннах — в сжа¬

тых. Кроме продольной арма¬

туры, устанавливаются замк¬

нутые хомуты, конструктивно

с предельным допустимым ша¬

гам.
Собственно бетонные обой¬

мы назначаются толщиной от

6 до 10 см, должны хорошо

покрывать всю арматуру и

иметь с последней надеж¬

ное сцепление, обволакивая

ее.
Рис. 10. Конструкции усиления путем
обетонирования с добавочной арматурой
а—обойма; б—обойма с утолщенной одной сто¬

роной; виг —трехсторонняя рубашка; д—

одностороннее наращивание снизу: е—одно¬

стороннее наращивание сверху; ж—замкнутая

обойма с одновременным усилением плиты; з—

одностороннее боковое наращивание при одновре¬

менном усилении плиты перекрытия
А
Сечения

после исиления
й
Рис. 11. Конструкции обойм, усили¬

вающих колонны
а—обойма с поперечной арматурой в ви¬

де спирали; б—обойма с поперечной ар¬

матурой в виде замкнутых хомутов
39

Обоймы устраиваются всесторонними (рис. 10, а и б) зам¬

кнутыми, благодаря чему они охватывают усиливаемый элемент

со всех граней. При происходящей усадке обоймы плотно за¬

жимают элемент, увеличивая надежность связи, и работают

с усиливаемой конструкцией как единое целое.
Это свойство обойм очень ценно, так как даже при некаче¬

ственном производстве работ гарантируется совместность ра¬

боты обойм с усиленными или исправленными элементами кон¬

струкций.
Устройство всесторонних обойм при самостоятельных пря¬

моугольных ригелях и балках, а также при колонках (рис. 11)

относительно просто. В том случае, когда усиливаемый элемент

входит в состав ребристого перекрытия, работы по устройству

обойм усложняются.
В этих условиях выполнение обойм возможно при одновре¬

менном набетонировании плиты, как это показано на рис. 10, ж.

Тогда около ребра усиливаемой балки пробивают отверстия

для пропуска хомутов, а также для удобства бетонирования
Рис. 12. Конструкция обоймы на неразрезной балке ребристого
перекрытия
а—общий вид конструкции обоймы; б—сечения балки усиленной обоймой; в—установ¬

ка хомутов при шахматном порядке пробивки отверстий в плите перекрытия;

/—усиливаемая балка; 2—обойма; 3—плита перекрытия; 4—пробитые в плите отвер¬

стия для пропуска хомутов, обоймы и для бетонирования последней; 5—пробитые в

цлите отверстия для пропуска хомутов и отогнутых (косых) стержней, используемых

также при бетонировании обоймы; 5—продольная надопорная рабочая арматура

обоймы; 7—верхняя монтажная арматура обоймы для установки хомутов; 8—косые,

отогнутые стержни; 9—нижние боковые рабочие стержни обоймы; 10—нижние сред¬

ние рабочие стержни обоймы; 11—хомуты обоймы; 12—гнездо для крюка средних

нижних стержней; 13—набетонка над плитой в толще пола; 14—уровень пола
40

через них самой обоймы. Иногда удобно и оправдано непосред¬

ственно над балками делать местную набетонку с уклоном

в обе стороны от балки (рис. 12). При наличии пола это

делается в его толще. В плите вдоль ребер пробивают отвер¬

стия в шахматном порядке, а между этими отверстиями устраи¬

вают борозды, в которых устанавливают концы хомутов, про¬

пущенных в отверстия, как это показано на примере осуще¬

ствления обоймы в неразрезной балке ребристого перекрытия

(рис. 12). Установка надшорной арматуры в неразрезных бал¬

ках тоже производится в продольных вырубленных бороздах,

а анкеруется она крючками, для которых вырубаются гнезда-

замки (рис. 12).
Устройство обойм для колонн ничем не отличается от их

устройства для балок, что видно из рис. 11, причем иногда

в таких обоймах хомуты заменяются спиральной обмоткой

(рис. И, а). В этом случае колонна после усиления будет ра¬

ботать как всесторонне сжатая, т. е. эффективность обоймы зна¬

чительно возрастет.
Однако обычно устройство в колоннах обойм с обыкновен¬

ными замкнутыми хомутами (рис. 11,6) бывает достаточным

в отношении увеличения их несущей способности, что устанав¬

ливается расчетом.
При бетонировании обойм балок укладка бетона ведется

сверху, а при наличии плиты через отверстия, пробитые в ней

(рис. 14, а), с штыкованием бетона. В некоторых случаях обойм

бетонируются путем торкретирования, тогда толщина обойм

может быть снижена и доведена как минимум до 30 мм. Нане¬

сение торкрет-бетона производится последовательно слоями

толщиной, не превышающей 15 мм.
Заполнение пространства между опалубкой обойм и поверх¬

ностями усиливаемых элементов в настоящее время может

успешно выполняться при помощи прямоточного диафрагмо-

вого растворонасоса агрегата «Пневмобетон», который приме¬

няется при заполнении узких пространств стыков сборных же¬

лезобетонных конструкций.
Этот агрегат состоит из упомянутого растворонасоса и ком¬

прессора, он может транспортировать и заполнять формы пес¬

чаным бетоном подвижностью 3—4 см по конусу СтройЦНИЛ.

Растворонасос нагнетает песчаный бетон в смесительную ка¬

меру, из которой во взвешенном состоянии бетон транспорти¬

руется по шлангам и заполняет формы обоймы.
Конструкции рубашек представляют собою обетонки, не зам¬

кнутые с одной стороны. Они армируются продольной и попе¬

речной арматурой, часть которой является рабочей, а часть

ставится конструктивно (рис. 10, в и г, рис. 13).
Рабочая арматура рубашек определяется по расчету и ста¬

вится в растянутой зоне конструкций, усиливая последние.
41

□Л-,
/ Поперечная арматура ру¬

башек выполняется в виде от¬

дельных (Стержней или откры-

/ тых хомутов. Если Последние

i по расчету не требуются, то

; они обязательны как составная

часть конструкции, в этом слу¬

чае их шаг может назначаться

предельным в 500 мм.
Толщина рубашек такая же,

как обойм, и они могут усили¬

вать балки, .колонны и фунда¬

менты.
Устройство рубашек на

балках ребристых перекры¬

тий имеет некоторые трудно¬

сти и особенности.
I Бетонирование рубашек мо¬

жет производиться путем при¬

менения механической уклад¬

ки бетона с помощью агре¬

гата «Пневмобетон» или тор¬

кретированием. В 'случае ма¬

лых объемов реконструкций

и невозможности применения

(отмеченной механизации ук¬

ладку бетона приходится осу¬

ществлять ручным способом

с помощью специальных ящи¬

ков, как это показано на

рис. 14,6. Боковая и нижняя

поверхность усиливаемой бал¬

ки насекается, после чего уста¬

навливается необходимая ар¬

матура рубашек и соответству¬

ющие короба опалубки, причем последние не доводятся до

нижней поверхности плиты ^перекрытия на 100—*150 мм.
Бетонирование производится участками из переставных

трехсторонних ящиков (рис. 14, б; 13), которые своими боковыми

продольными сторонами опираются на вертикальные стенки

коробов, а днищем — на специальные переставные подставки.
Бетонировочные ящики снабжены поперечными щитками-

выталкивателями (поршнями), к которым прикреплены стер¬

жни (штоки), выведенные наружу ящика со стороны его торца

(рис. 14, б; 15).
Предварительно ящик наполняется бетоном. После уста¬

новки ящика в рабочее положение короб наполняется бетоном
Рис. 13. Конструкция рубашки при
усилении фундаментов
1—колонна; 2—фундамент; 3—рубашка

фундамента; 4—короткая обойма колон¬

ны; 5—насеченная поверхность фундамен¬

та под рубашкой и колонны под короткой

обоймой; б—бетонная подготовка под ру¬

башкой; 7—тип горизонтальной арматуры

рубашки; 8—тип арматуры рубашки фун¬

дамента, устанавливаемой в вертикальной

плоскости и заводимой вверху в короткую

обойму колонны; 9—тип арматуры рубаш¬

ки фундамента, устанавливаемой в верти¬

кальной плоскости и закрепляемой ввер¬

ху за диагональные стержни рубашки;

10—вертикальная арматура короткой обой¬

мы, колонны; И—хомуты короткой обой-

мы колонны;
42

Рис. 14. Бетонирование обойм, рубашек и наращиваний при усилении
железобетонных элементов
а—бетонирование обоймы балки ребристого перекрытия через отверстия в плите;
б—бетонирование рубашек балок с помощью ящиков; в—бетонирование бокового на¬

ращивания колонны с помощью ящика попеременно с двух сторон; г—опалубка для

бетонирования наращивания балки снизу с помощью боковых воронок; д—бетониро¬

вание нижнего наращивания балки при помощи ящика

/—зазор между боковыми гранями балки и коробом опалубки для рубашки; 2—про¬

битые отверстия в плите для пропуска хомутов и укладки бетона; 3—концы хому¬

тов; 4—короб опалубки; 5—вновь устанавливаемая продольная арматура; б—загрузоч¬

ная боковая воронка для укладки бетона; 7—ребра жесткости коробов опалубки;

8—зазор для выпуска воздуха и контроля заполнения; 9—существующая арматура

усиливаемой конструкции; 10—набетонка усиления; //—уступы в местах воронок, ко¬

торые скалываются после снятия опалубки; 12—приваренные хомуты в зоне нара¬

щивания; 13—ящик для бетонирования; 14—подставка; /5—выталкиватель бетона из
ящика; 16—штыковка
с помощью выталкивателя при одновременном поверхностном

вибрировании короба или уложенного бетона шланговым виб¬

ратором. Укладка бетона производится с обеих сторон короба

с последовательным передвижением вдоль него.
Такой способ бетонирования при тщательном ведении работ

обеспечивает качественность укладки бетона.
43

Возможно, конечно, заполнение опалубки через пробитые

в плите отверстия, однако это не всегда возможно, так как над

балкой может стоять оборудование, ко/орое будет препятство¬

вать пробивке отверстий в плите.
Рубашки в усиливаемых ими фундаментах выполняются

поверх последних и армируются замкнутой горизонтальной ар¬

матурой и перпендикулярными к/Ней стержнями, устанавливае¬

мыми в вертикальных плоскостях, Полученная таким образом

пространственная конструкция образует своеобразные опроки¬

нутые арматурные корзинки (рис. 13). Рабочей арматурой фун¬

даментных рубашек являются нижние горизонтальные стержни,

которые ставятся по расчету.
Обычно фундаментные рубашки соединяются с обоймами

усиленных колонн, если же последние не усиливаются, то все

же над фундаментными рубашками устраиваются короткие

обоймы в нижни^ частях колонн, протянутых выше обреза фун¬

даментов на 1-у1,5 м (рис. 13, 4).
При устройстве рубашек фундаментов боковые поверхности

последних тщательно очищаются и насекаются для обеспечения

лучшей связи между рубашкой и фундаментом, а бетонирова¬

ние ведется с обязательным вибрированием. Поскольку ру¬

башки фундаментов обычно имеют наклонные поверхности их

выполняют с помощью щитовой опалубки.
"Наращивание усиливаемых элементов снизу, сверху или

с боков было предложено к. т. н. Литвиновым И. М. и опубли¬

ковано в 1942 г. [2].
Эти конструкции усиления представлены на рис. 10, д, е, з.

Они состоят из дополнительной продольной и поперечной арма¬

туры, забетонированной затем с образованием наращивания,

что увеличивает высоту или ширину существующего сече¬

ния.
Для прикрепления дополнительной арматуры к существую¬

щему сечению элемента вскрывается защитный слой бетона

вплоть до соответствующей арматуры конструкции, которая

оголяется, как это видно на рис. 15.
К оголенной арматуре привариваются новые стержни доба¬

вочной арматуры посредством специальных отгибов или коро¬

тышей (рис. 15, 1, 7, 10). Применение коротышей позволяет

приварить новую арматуру непосредственно около существую¬

щей арматуры конструкции, создав зазор между ними в тол¬

щину коротыша, диаметр которого принимается от 10 до 40 мм

(рис. 15,6,/).
В случае необходимости значительного увеличения высоты

наращивания применяются специальные приваренные отгибы,

вертикальные и наклонные хомуты и крючки (рис. 15, а, в, г).

Иногда отгибы устраиваются на концах самой добавочной ар¬

матуры (рис. 15, а и ж, 10).
44

1 О	JL	•	• ' 1
О О н	3	Л	С Он д
в( с I	Н	к со О
•	О Л	Л fc?
so. u: н а* я
>* QC о
§££«я§ь|
= 5 о с5 й к S
СХэК ЧнРЧ I

Со IU Ь о I

х сх t* я с: ^
я л s о I s £
j; г О О I 2 tf
5 § § t= * g *

J ь н ч л
|gs .«m§£
| О м S (D 5
4«5Я
5 °
Си щ
В 3
Ч
а;
К g
5*
** Ч

О

Я
о
к
Й я ~

R я
(D 2 О)
«ак

в £я

о н <и

к са

сЗ 5 S
г . Д * \
5 л
CQ

О

Н

Я
си
S к
<U S
5 к
1=2
<0 Я эК

CU о

я к
й« 4
&° 2

с м £

s я 5

2 о к
И « ^ н ^

ЛййщО

5? &S 03\О с
* с
Г! с)
« И х
оа^
« >>н

CQ Н С
о са «
£ 2 о

н &*

о *
Я
«■S
Я	И
^ Л	Я
и
S Й	55
5 н и

К s н

2 я о
РЭ >г<
So
X

СО
a

a
н

о
о « о
О*
cd
Cl а) Я X

о Я as

с я к я

о а>

с? сг
я§£®
г s
е is 5 >*
5 CD св

2 Й

я . * в
s 5 S'

S*«s
Си О

со Я

Я Д

К
О)
а> Я н
dws

sop*
CQ Ч Л
9 я
DQ л СО
<и S о & я с(«

«5*о « *■

*Й5Я&
о^РОсУ
СХ о

Я е;
аГ 2 л а)
o.S£&*
с; g «2

О О Ю И

S О.Х S 5
о. в а я
*51 Sgs,
s о ч о>о 2 И
nOOSUvHs ^ «	«
*as^§eog5-Sgg§&K
8лй 2os«5yR2i;3a

« ч ® ч§ЙоЭ
Г, ° С <D О О ° ~
Е*Ю 5 О) О я
о о; о к я Й
С Я В х О O.S

О OoXv*
со w си Д- о
>> я >• о « 5 »
0.0.0.® л 2 h

и я и о я с у
L-> i*S Я
^ К О
л Л
2 а
>> а-)
в) СО

н 3 Jij Н и
&« Я « 3

S?? ?Зя
^ о
Ж *7 А Z] Ы л 14 Us
J® а> и *> Я *g t* сс

В \о "?-нноя53,.5
5*2 - °°5*о£*а>

£ <я сх к ^ Sas S ? к
5 ?&£ * я ц

д S I н н 5 я pa
*|J2°°ggS

|5^^§5ая|§§|
с ч о S Н 0.0 s; S | g.
О) О 5 са Й О grji о
S^4	2	5!
я Св	Л	«
S у
£ 3 я н	л	я
^111 ^ w I v ш	^ ТО U т “ V w
ЯсА,^1^ О ^*.1^ К(<Э^НОХЯдо'ОЯ^ЯО
;
*н
•
N
151
|L
«О. 1
L
fit
со S
Г
:
N
} )
5 «о |
' X- 1
\
ч
\
;
{сг>
оо
Г	1 ^	\ Т 11 1
g>-g—в—«1
y.L1
N1
J'.al Л
.... °l Т.. ... <
J—UJ -J—J..
I"J. i y\J J J-J-J. J-J. J-ТГХ^
г
X.
с^4 ®°
N1
^LEJLTf 5J
*r
1
N
ll
[
h»
4
/
*
У
X
о
я
о
н
(V
ю
СО
X
»Я
S
X
со
CQ
S
a
СО
о.
СО
S
<v
0Q
н
о
к
<D
Cl
а
О
С
CL
с
5
яг
>1
а:
6

я

о

м
а>
s
к
CD
*=3
К
о
>>
ю
а
s
а

Таким образом к оголенной существующей арматуре прива¬

ривается новая арматура, после чего устанавливаются соответ¬

ствующие короба опалубки и (производится бетонирование .на¬

ращивания.
На рис. 15, д показано усиление наращиванием при присо¬

единении добавочной арматуры на коротышах с небольшой тол¬

щиной набетоики от 30 до 80 мм.
На рис. 15, е изображено наращивание значительной высоты

от 150 до 300 мм, поэтому добавочная арматура приваривается

к существующей оголенной арматуре на отгибах с постановкой

приваренных хомутов.
В случае опирания усиливаемых балок ка колонны, а также

в рамных конструкциях вскрывается и оголяется арматура ко¬

лонн, а добавочная арматура ригелей приваривается на опорах

непосредственно к арматуре колонн, как это представлено на

рис. 15, ж, причем в этом случае на вскрытых участках колонн

устанавливаются добавочные хомуты (14), состоящие из двух

частей, свариваемых при монтаже (15).
Усиление колонн наращиванием показано на рис. 15, з, и, из

которого видно, что конструктивно оно ничем не отличается от

усиления балок. Такое наращивание может осуществляться на

всю высоту колонны, а также на отдельных наиболее перегру¬

женных участках, причем при небольших набетонках присоеди¬

нение добавочной арматуры с существующей выполняется на

коротышах (рис. 15, и), а при значительных наращиваниях

свыше 100 мм — на хомутах (рис. 15, з).
На рис. 15, к приведен пример одновременного усиления на¬

ращиванием колонны, подкрановой консоли и боковым наращи¬

ванием самой подкрановой балки. Здесь вся добавочная арма¬

тура и хомуты приварены к оголенной арматуре усиливаемых

элементов.
При выполнении набетонок в балках и колоннах из-за от¬

носительно малой контактной поверхности соприкасания суще¬

ствующего бетона с бетоном наращивания и отсутствия обжи¬

мающего усадочного явления следует производить проверку

на действие 'касательных усилий по (контактным поверхно¬

стям. Эти усилия воспринимаются только «приваренной попе¬

речной арматурой, что является достаточной гарантией проч¬

ности.
Путем устройства набетонок усиливаются также и плиты,

при этом дополнительная арматура устанавливается вверху,

являясь надопорной арматурой иеразрезных плит (рис. 16,а, б),

а пролетная арматура сохраняется без добавления, так как

толщина наращивания выбирается такой, чтобы пролетной ар¬

матуры было бы достаточно при возросшей нагрузке с одновре¬

менным увеличением высоты сечения. Таким же способом на¬

ращивания возможно усиление сборных плит, превращающее
46

их в неразрезные, что показа- а\ м	3 2
но на рис. 16,6. Минималь		[- / / ■
ная толщина иабетонжи в шли- :—,‘|	11 '
тах принимается в 30 мм.
Устройство наращивания

плит сверху, хотя и удобно,
—IT ЦТ
однако, не всегда возможно;

часто их /поверхность не мо¬

жет быть освобождена от обо¬

рудования, поэтому приходит¬

ся прибегать к менее удобному

способу наращивания плит сни¬

зу (рис. 16,в). Такое наращи¬

вание снизу выполняется

обычно торкретированием с по¬

становкой дополнительной ар¬

матуры, которая приваривает¬

ся с помощью коротышей к

существующей арматуре пли¬

ты. Для возможности осуще¬

ствить приварку дополнитель¬

ной арматуры в плите снизу

пробивают поперечные бороз¬

ды до существующей армату¬

ры, оголяя последнюю (рис. 16,
в,	5, II). Расстояния между по¬

перечными бороздами назна¬

чают порядка 500-#-700 мм,

причем вдоль балок устрой¬

ство борозд и .вскрытие суще¬

ствующей арматуры обязатель¬

но, поскольку необходима при¬

варка кондов добавочной ар¬

матуры.
Толщина нижней набетон-

ки плит должна выбираться

так, чтобы количество над-

опорной арматуры было бы

достаточным при возросшей

способности ^рабочей высоты

плиты.
Набетонка плит снизу про-
Рис. 16. Конструкции усиления плит

и ребристых перекрытий наращива¬

нием и обоймами
а—усиление плиты наращиванием; б—уси¬

ление сборных плит наращиванием;

в—усиление плиты наращиванием снизу;

г—усиление перекрытия, опирающегося

на металлические балки; д—усиление

опорного пересечения балок;

/—существующая конструкция; 2—набе¬

тонка усиления; 3—дополнительная арма¬

тура конструкции усиления; 4—коротыши

для приварки дополнительной арматуры;

5—сколотый бетон для оголения армату¬

ры плиты; 5—дополнительные хомуты;

7—надопорная дополнительная арматура;

Я—сварной шов; 9—хомуты. из полосовой

стали; 10—обойма; //—существующая ар¬

матура усиливаемой конструкции; 12—от¬

верстия, пробитые в плите для пропуска

хомутов и бетонирования обоймы метал*

лических балок
изводится торкретированием,
поскольку иной способ потолочного бетонирования здесь исклю¬

чается.
П-ри невозможности осуществлять наращивание снизу ме¬

тодом потолочного торкретирования набетонка производится
47

через отверстия, пробитые в плите, с укладкой бетона сверху.

В этом случае шаг отверстий в плите не может превосходить

800 мм, чтобы дать возможность |растекаться бетону, причем с

этой же целью минимальная толщина набетонки должна при¬

ниматься в 60 мм при обязательном вибрировании.
На рис. 16,г изображено комбинированное усиление в виде

обойм вокруг металлических балок и наращивания плиты.

Здесь добавочная арматура в металлических балках иринята из

двух круглых стержней, уложенных по нижним полкам двутав¬

ров с охватом балок хомутами, выведенными «через отверстия

в плите на ее поверхность. Концы хомутов заведены в толщу на¬

ращиваемой плиты, будучи использованы как опорная арма¬

тура. Бетонирование обоймы осуществляется через окна, про¬

битые в плите для пропуска хомутов, и производится одновре¬

менно с бетонированием наращивания самой плиты.
На рис- 16,(5 показана установка дополнительной опорной

арматуры балок и ригелей, усиливаемых обоймами в комбина¬

ции с набетонкой плиты. В данном примере хомуты обойм при¬

няты из пол.осовой стали, и их концы взаимно свариваются по

верху плиты на монтаже. Отверстия в плите для пропуска хо¬

мутов также используются для бетонирования обойм одновре¬

менно с набетонкой плиты перекрытия.
Бетонирование наращиваний, располагаемых снизу балок,

обычно осуществляется через воронки, устраиваемые в коробах

опалубки (рис. 14,г,6). Эти воронки делаются с шагом

10004-1500 мм так, что через них удобно заполнять короба бе¬

тоном при обязательном вибрировании. В коробах опалубки в

местах их примыкания к боковыми граням балок устраиваются

продольные щели для выпуска воздуха при уклад-ке бетона

(рис. 14, в, 8) и возможного контроля за заполнением форм бе¬

тоном. Ширина этих щелей 10—15 мм.
При высоком расположении воронок под плитой перекрытия

загрузка их бетоном затруднена. В этом случае бетон в воронкч

укладывается с помощью ящиков (рис. 14, д), как об этом

подробно было изложено выше йри рассмотрении способа бето¬

нирования рубашек. Получающиеся при бетонировании вы¬

ступы после снятия опалубки срубаются (рис. Не¬

применение ящиков удобно также при бетонировании на¬

ращиваний в колоннах, но тогда ящики принимаются без специ¬

альных выталкивателей бетона, поскольку в (колоннах можно

придать нужный уклон, для загрузки бетона в окна опалубки, как

это видно из рис. 14, в. При двухсторонних наращиваниях загру¬

зочные окна устраиваются с обеих сторон колонны, и бетони¬

рование с помощью ящиков ведется с обеих сторон попеременно.

Ширина бетоноукладочных ящиков в свету изнутри принимается

равной ширине короба по его внешним размерам (см. рис. 14, в,

13).
48

Рассмотренные выше конструкции усиления имеют ряд 'пре¬

имуществ. Они экономичны, требуют малого расхода материа¬

лов при одновременном достижении значительного эффекта в

увеличении несущей способности усиленных элементов конструк¬

ций.
Кроме того, эти конструкции весьма незначительно влияют

на уменьшение габаритов помещений.
Не менее важно и то, что конструкции усиления можно при¬

менять не только для увеличения несущей способности элемен¬

тов, но также и при исправлении последних, что делает эти

конструктивные способы достаточно универсальными при боль¬

шой их надежности. Кроме того, эти конструкции усиления и

исправления обладают органической идентичностью с железобе¬

тонными конструкциями, так как сохраняется основное свойство

железобетона — 'монолитность.
К положительным сторонам этих конструкций следует от¬

нести также возможность наиболее незаметным образом произ¬

вести усиление или исправление конструкции, что, хотя и отно¬

сится к эстетической стороне дела, но всегда при таких рекон¬

структивных работах желательно.
Несмотря на целый ряд очень существенных и важных пре¬

имуществ обойм, рубашек и наращиваний при проведении уси¬

лений и исправлений элементов железобетонных конструкций

они обладают значительными недостатками.
Отрицательной стороной этих реконструктивных (методов яв¬

ляется сложность их возведения, которая заключается главным

образом в многодельности и трудоемкости реконструктивных

работ, которые являются достаточно капитальными. Эти рекон¬

струкции связаны с установкой лесов и подмостей на всем

участке ведения работ, с вскрытием арматуры существую¬

щих конструкций, в большинстве случаев с потолочной при¬

варкой добавочной арматуры в перекрытиях и покрытиях, а

также с бетонированием тонких элементов в стесненных усло¬

виях.
ч Кроме отмеченных трудностей и неудобств производства

работ, нужна одновременно большая тщательность в ведении

строительных работ как подготовительных, так и по установке

добавочной арматуры, ее закреплении и приварке, а также и

самом бетонировании, что безусловно требует грамотного и

надежного технического руководства*
Главным недостатком этих конструкций является невозмож¬

ность их проведения на действующих производствах без ос¬

тановки последних, что сильно отражается на экономической

стороне дела и в очень большой степени влияет на выбор вы¬

полнения работ этим способом, несмотря на все его достоин¬

ства.
3-1992
49

§ 7. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ УСИЛЕНИЙ
ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

ПОСРЕДСТВОМ ОБОЙМ, РУБАШЕК И НАРАЩИВАНИЙ
Основными предпосылками для расчета сечений, усиленных

обоймами, рубашками и наращиваниями, являются следующие:
усиленная /конструкция работает как монолитное единое

целое;
арматура в существующей конструкции и дополнительная

арматура усиления в предельном состоянии достигают расчет¬

ных сопротивлений (СНиП II-B. 1-62 п. 7.2), соответствующих

вида!М и классам сталей;
продольная арматура существующей конструкции при ее

расположении от растянутой грани усиленного сечения на рас¬

стоянии более 0,5 (h—х) принимается работающей в предель¬

ном состоянии с 80% расчетным сопротивлением — 0,8 Rz (с

коэффициентом 0,8 по СНиП II-B. 1-62. п. 7.3);
поперечная арматура в существующей конструкции и в кон¬

струкции усиления работают совместно.
Исходя из приведенных положений, расчет усиленных се¬

чений производится по -расчетным формулам СНиП II-B. 1-62 и

не представляет каких-либо трудностей, поэтому остановимся

на вопросах специфичных для рассматриваемых конструкций

усиления железобетонных элементов в отношении выбора ве¬

личины их сечений и назначения количества дополнительной

арматуры.
В практике проектирования обойм, 'рубашек и наращиваний

могут встретиться следующие четыре задачи:
1.	Проектируется набетонка — наращивания в сжатой зоне

такой высоты, чтобы в растянутой зоне изгибаемого элемента

сохранить существующую арматуру при возросшей внешней

нагрузке.
2.	В изгибаемом элементе проектируется обойма, 'рубашка

или наращивание заданной величины, поэтому требуется найти

нужное количество добавочной арматуры соответственно воз¬

росшей нагрузке.
3.	Проектируется обойма — в сжатой колонне при возрос¬

шей нагрузке необходимо определить размеры и армирование

обоймы.
4.	Проектируется усиление наращиванием внецентренно

сжатой колонны — необходимо определить армирование нара¬

щивания по возросшей нагрузке.
Последовательно рассмотрим решение приведенных задач

при проектировании усилений.
1.	Обозначим через d толщину наращивания в сжатой зоне,

необходимую для увеличения сечения в такой степени, чтобы
50

Fa 6,3

2Ф20
Рис. 17. Сечения, усиленные обоймами, рубашками и наращиваниями

(к вопросам расчета усиленных сечений и расчетным примерам)
количество растянутой арматуры изгибаемого элемента было

бы достаточным при возросшем изгибающем моменте М.
Определим величину наращивания, которая соответстовала

бы поставленным требованиям условий равновесия.
Условие равновесия по изгибающему моменту .расчетного

сечения с наращиванием сжатой зоны (рис. 17, а) относительно

центра сжатия будет иметь следующий вид:
M = Fa-Ra(h0+d-0,5x)-	(19)
Из условия равновесия при проектировании всех сил на го¬

ризонтальную ось найдем
bxRH = F
откуда
. (20)
Решая выражения (19) относительно d, получим
d = — К + 0,5л:.
з*
51

Подставляя в это выражение значение х из (20), определим
Пример 3 (рис. 17,6). Требуется набетонить плиту с

Уг0—6,5 см, которая имеет в 'растянутой зоне арматуру Fa =

= 3,02 см2—б 0 8 при изгибающем моменте возросшей вели¬

чины Л4 = 0,56 тм. Бетон М 200 с /?и = 100 /сг/сж2, арматура AI с

/?а =2100 кг!см2.
Используя формулу (21), определим толщину наращивания

плиты.
как минимум принято с?=3 см.
(До усиления М=0,375 тм, т. е. после реконструкции он воз¬

рос на 50%).
2.	Величиной наращивания или толщиной обоймы и ру¬

башки задаются.
Обозначим через а0 расстояние между арматурой Fz суще¬

ствующего элемента до добавочной арматуры Fад конструкции

усиления (рис. 17,в), которая необходима ввиду возросшего

изгибающего момента М.
Определим нужное количество добавочной арматуры Fail из

условий равновесия.
Условие равновесия по изгибающему моменту расчетного

сечения, нарощенного в растянутой зоне с добавочной армату¬

рой (рис. 17, в) относительно центра сжатия, будет иметь сле¬

дующий вид:
Из условия равновесия при проектировании всех сил на го¬

ризонтальную ось найдем
Преобразуем выражение (22), суммируя члены с величи¬

ной х,
(21)
3,02 • 2100
56000
— 6,5 +
, 3,02 • 2100

' 2-100-100
= 8,8 — 6,5 + 0,32 = 2,62 см,
М —FaRa (h0 0,5л:) -J- Рад/?а {ho -f- cLq 0,5х). (22)
bxRa = FaRa + Fад^?а>
откуда
	 R& (^a "Ь Fад)
bRH
(23)
M - /у?A - /^адЯа {К + а0) + 0,5Яал: (Fa + Faд) = 0.
52

В полученное уравнение подставим значение х из формулы
(23)
(М - FaRM Rj> - FMR,RBb (А0 + а0) + 0,5ДЦ (Fa + Fu)* = 0.
После элементарных преобразований (полученное квадратное

уравнение, решенное относительно неизвестной величины FaAt

примет простой вид
(24)
где
я 	 FaR& Rvfi №о Ло) .
“	0,5-/?а
(25)
2	(Л1 FaRahoRnb) | jp2	(26)
R\	а
Из полученных формул (24), (25) можно легко найти FaA

при проектировании усилений с помощью обойм, рубашек и на¬

ращиваний.
В случае если Fa расположена от растянутой грани усилен¬

ного сечения на расстоянии более 0,5 (h—х), когда для этой

арматуры принимается расчетное сопротивление 0,8 Ra, то

формулы (23), (25) и (26) примут вид:
X =	а 4~ ^ад) .	(247)
bRu ’
0,8^&Ra — Rub (Ло Н- «о)
0,5 R
а
(25')
В =	+ 0,64/^.	(26')
Пример 4 (рис. 17,г). Требуется определить^ расчетную

арматуру рубашки при расстоянии между этой арматурой

и Fa усиливаемой конструкции а0=15 см. Размеры усиленной

балки с рубашкой — 6=40 см; /г = 75 см, при h0=S6 см (до

усиления) и Fa = 24,5 см2—50 25 АII; R& =2700 кг/см2, бетон

М200; /?и = 100 кг/см2. Изгибающий момент после усиления.

М. — 50 тм.
По формуле (25)
Л_ F*Ra-RHb(ho + a0) 24,5-2700-100.40(56+15) _ 1Л1
Л“	0,5Яа	~	0,5-2700	“ 1DU
53

По формуле (26)
D 2 (М F&Raho) Rab ,
в	7?ш +F~
2	(5 ООО ООО — 24,5 • 2700 • 56) -100 • 40 | ^ 	2030
р 	-
1 аД • 2
По формуле (24)
VT^=- =¥- -
= 80,5-66,8 = 13,7 см2.
Принято 3025=14,7 см2.
По формуле (23)
7 Ч	ГГ7ЛП /0/1 С I 1 А П\
—19,7 см.
„ Яа (Л. + Л«)< _ 2700 (24,5 + 14,7)
Л
6/?и	40*100
Поэтому
0,5 (А - х) = 0,5 (75 - 19,5) ='27,7 сж > 15 ои,
т. е- применение 'формул (25), (26) правильно.
3.	Определение необходимого добавочного сечения /*об

центрально нагруженной 'колонны при возросшей расчетной

нагрузке может быть сделано, исходя из основной расчетной

формулы для таких колонн (СНиП II-B. 1-62 формула (32)),
< <Р (RnpF5 4“ /?ас^а)*
Здесь приведены условные обозначения, кроме принятых ра¬

нее (рис. 17,(5):
Nn—приведенная продольная сила при учете действия дли¬

тельной и кратковременной частей расчетных нагрузок

(СНиП II-B. 1-62 п. 6.3, формула 11);
Rac—расчетное сопротивление сжатой арматуры.
Для колонн, усиленных обоймами, эта формула примет

следующий вид:
в ? [Япр (^б “Ь ^об) Rac (Fa -f- /^д)] •	(27)
При проектировании обойм следует иметь в виду, что ос¬

новную долю возросшей нагрузки воспринимает бетон обойм,

а продольная арматура последних является главным образом

их конструктивной принадлежностью для прикрепления к про¬

дольным стержням поперечной арматуры в виде замкнутых

хомутов.
Это вполне рационально, поскольку вообще -арматура

сжатых элементов по сравнению с бетоном воспринимает на
54

себя незначительную долю нагрузки- Поэтому при назначении

сечений обойм можно задаться количеством 'продольной арма¬

туры, причем это количество для конструктивных целей, как

упомянуто выше, достаточно в размере 1 % от площади бетона.
Задаваясь
/*ад ~ 0,01/*'об,	(28)
расчетную формулу (27) можно представить так:
= ? [#пр (F6 + ^об) + #ас (^а + 0,01/^об)]
и решить ее относительно искомой величины Fo6, тогда окон¬

чательная расчетная формула для нахождения сечения

обоймы
^ RnpF б ■^ас^’а

F°6= R„p + 0,01A*ac	•	<29>
Следует отметить, что в формулу (29) входит величина <р,

зависящая от сечения усиленной обоймой колонны, причем по¬

следняя при проектировании еще не известна. Поэтому для на¬

хождения гибкости возможно неизвестное сечение усиленной

колонны принимать при минимальной толщине стенок обоймы

в б см. Тогда полное наименьшее измерение колонны
b' = 2d + b = \2 + b.	(30)
Эта неточность весьма мало отражается на конечных ре¬

зультатах расчета и направлена в запас прочности. Чтобы по

найденной величине F0б определить необходимую толщину

обоймы, пользуясь рис. 17, в, выведем соответствующее выра¬

жение
F<6= {b + 2^-d + Л + 2 2-d= (b + h + 2d) 2d.
Решая это выражение относительно искомой толщины

обоймы, \получим:
(b + h +2d)d - = 0;
(P + ^-d	^- = 0;
d=-±±*- + ±V(b + ti)* + 4Fo6.	(31)
Пример 5 (рис. 17, д). Требуется запроектировать уси¬

ление колонны обоймой при величине действующей (возрос¬

шей) нагрузки JV„=247 т.
55

Первоначальное сечение колонны 6=30 см; h = 40 см; Fa~

=12,6 см2—4 0 20; бетон М200 при Rnp =80 кг/см2, сталь АП

с Rac =2700 кг/см2; /0 = б м.
По формуле (30)
b' = b + 12 = 30 + 12 =[42 см.
Гибкость усиленной колонны
А) 	 600 	1 а о
b ~ 42 ““ •
По табл. 21 СНиП II-B. 1-62 найдем
Ф=0,93,
тогда по формуле (29)
“^ RnvF б RacF а
06	Rn в + о,01Лас
пр
2407^ - 80.(30 X 40) - 2700-12,6
■=* 1270 см\
80 + 0,01 -2700
Далее, используя формулу (31), определим
d=-tt±- + -±rV(b + lir + 4Fa6 = ^^- +
+ -5- V (30-Н0)2 + 4 • 1270 = 7,5 см.
Принимаем толщину обоймы d = 8 см>7,5 см, а ее арма-

туру—по формуле (28)
^ад = 0,01Fo6 = 0,01.1270 = 12,7 см\
Принимаем 4 020—Рал =12,6 см2 ~ 12,7 см2.
4.	При проектировании усиления внецентренно сжатых ко¬

лонн посредством наращиваний, толщиной последних — d зада¬

ются, определяя лишь величину нужной добавочной арма-

туры —Fa,.
При этом могут встретиться два случая проектирования уси¬

ления внецентренно сжатых колонн, а именно: при больших и

малых эксцентрицитетах — во, поэтому рассмотрим оба эти слу¬

чая-
Большие эксцентрицитеты. Необходимое добавочное количе¬

ство арматуры в нарощенной части сечения (рис. 17, е) может

быть найдено из основных условий равновесия.
Условие равновесия при проектировании всех сил на про¬

дольную ось элемента будет иметь вид
N — F& ^ас — bRnX -f- Fа/?а “f~ Fад^а = 0.	(32)
56

Из этого выражения можно определить высоту сжатой зоны
*=-	щ,;	•	<33)
Условие равновесия по изгибаемому моменту относительно

центра тяжести добавочной арматуры FaA будет иметь вид
Ne - F[ Rac (Л0 - cl' + а0) — bxRa (h0 + a0 — 0,5*) +
+ FzRta0 = 0.	(34)
В формуле (34)
£ = + Q,5h' — a.	(35)
Здесь через h' обозначена полная высота усиленного сечения,

т. е. h!=h+d (рис. 17, е).
Мх — bxRH (h0 -j- а0 — 0,5л:).	(36)
Выражение (36) представляет из себя формулу изгибающего

момента, воспринимаемого сечением размером b (/io-1-ao) с оди¬

наковой арматурой Fv вследствие чего формула (32) может
быть преобразована с введением вместо bxRH его эквивалента

по соответствующей М, арматуре F1;
F:Ra = bxRH,
N — ^ас — F\R& Ч" Fа/?а + FадRa = 0.
Отсюда
^ =	+ F	(37)
Из формулы (34) можно определить значение Мх, используя

формулу (36),
Mx=Ne — F’JRac (Л0 — а' + а0) -f FaRaa0.	(38)
Два последних выражения позволяют найти искомую пло¬

щадь добавочной арматуры Faд при заданной величине а0 с

использованием общеизвестных расчетных таблиц для подбора

прямоугольных сечений с одиночной арматурой при любых сор¬

тах сталей и марках бетона (приложение 1).
Сначала по формуле (38) определим М\, а затем находим

коэффициент А0 из упомянутой расчетной таблицы по выраже¬

нию
4. -	•	(39)
57

По Л0 устанавливаем соответствующую ему табличную ве¬

личину yo и находим Fx по формуле
F =	—	.	(40)
То (Ло + ао) R&
После чего по формуле (37) вычисляем искомое количество

добавочной арматуры , а по формуле (33) высоту сжатой

зоны х.
Зная х, находим
0,5 (h' — х),	(41)
т. е. половину высоты растянутой зоны усленного сечения ко¬

лонны для сравнения с а0.
Если
а0 < 0,5 (h' — х),	(42)
то примененные формулы (33), (37) и (38) приемлемы.
Если
«о > 0,5 (h! — лг),	(43)
то в этих формулах необходимо принять 0,8 Ra. Они будут

иметь следующий вид:
^	 N—Fa RacQ$FaRaFaaRa ^	/oo'v
X “	bRu	’	^ '
= К -J£- + Л - 0,SF, - ;	(37')
Mx = Ne- F[ RK (h„ -a'+ a„) + 0,8 F.fl.a,. (38')
Пример 6 (рис. 17,ж). Сечение колонны: h = 70 см;
6 = 35 см; Fа =6,3 см2—2 0 20; Fa = 37 сж2—6 0 28; /го=65 сл«;

а = 5 см; бетон марки М200; =:100 KzjcM2; сталь класса AI

С /?а=/?ас =2100 кг/см2-
После реконструкции на колонну будут действовать N=40 т

и N1 = 60 тм. Эти усилия колонна без усиления воспринять не

сможет.
Намечено усиление наращиванием, которым задаются и ко¬

торое в данном случае принято толщиной d = 20 см при а0 =

= 20 см.
Требуется определить необходимое дополнительное армиро¬

вание Fад наращивания колонны при новом его сечении
h' =h + d = 70-}-20 = 90 см.
Эксцентрицитет действующей нормальной силы
Л _ М _ 6000000 1КЛ

ео — N ~ 40000 — 150
58

По формуле (35) определяем
£ = 0,5h' -f- е0 — а = 150 + 0,5-90 — 5= 190 см.
По формуле (38) вычислим М\
Mt = Ne- F’a Rac (А0 - а' + а„) + FaRaa0 =
= 40000-190 - 6,3-2100-(65 - 5 + 20)+ 37-2100-20=
= 8 090000 кг-см.
Пользуясь расчетной таблицей (приложение 1), при (h0-\-,

+ я0) =65+20 = 85 см по формуле (39)
, _ М, _ 8090000 	л оол
b (h„ -г а„)‘ /?„ — 35-85»-100 ’
По А0 находим из таблицы
#
Хо=0,800.
Вычисляем Fi по формуле (40)
Мт	8 090000 _	2
Fl = То(Ао + «б)Яа" = 0,800.85-2100
Далее по формуле (37) определяем Faд.
р 	р ’ ^ас | р 	р 	 N 	о 2100 , гу
ад ■* а /?а “ГМ а /?а ~b’d 2100 '
-37 -	= 7,3 с*».
Принято Faд = 7,6 сж2—2 0 22.
По формуле (33) найдем высоту сжатой зоны—х, чтобы про¬

верить правильность примененных формул.
N — F /?ас + Fа/?а + Fад^?а

X =
Ы*н
40000 - 6,3.2100 + 37.2100 + 7,6.2100 ок , „
= 	зГТоб	= СМ■
По формуле (42)
0,5 (hr — х) = 0,5 (90 — 35,4) = 27,3 см > а0 = 20 сж,
т. е. принятые формулы соответствуют данному случаю наращи¬

вания (в противном случае следовало бы произвести перерасчет

по формулам (371) и (381).
Малые эксцентрицитеты. При малых эксцентрицитетах мо¬

жет возникнуть вопрос об усилении сжатой зоны колонны с по¬

мощью наращивания, высотой которой — d задаются и нахо¬

дят соответствующую добавочную арматуру—Fm этой набе-

тонки.
59

Расчетная формула для нахождения площади добавочной

арматуры наращивания сжатой зоны может быть выведена из

условия равновесия по изгибающему моменту относительно

центра тяжести менее напряженной арматуры.
В это выражение входит статический момент всего рабочего

сечения бетона — So> который с наращиванием для усиления

сечения будет иметь вид
So = Ь (А0 + df.
Используя это выражение S0, можно составить желаемое

условие равновесия по моменту всех действующих сил относи¬

тельно оси F& (р;ис. 17, з), тогда получим
О	= Ne - 0,4RHb (Л0 + df - RacF'a (Л0 - а') -
- Я,с^'д {K + d- а;>.	(43)
В этом выражении через а! обозначено расстояние сжатой
дополнительной арматуры FM от сжатой грани сечения набе-

тонки, а через е — эксцентрицитет внешней нагрузки N от
центра тяжести арматуры Fa, который равен
6 = е0 “j- 0,Sh' — и.	(44)
Решая фомулу (43) относительно F ад найдем
Ne _ 0,4 RHb (h0 + dy - RacF’a (h0 -a')
F =	*	 .	45)
Rac (ho + d + a{)
Пример 7 (рис. 17,и). Сечение колонны h = 60 см; b —
= 30 см; Fa =30,8 см2—5 0 28; Fa =6,3 см2—2 0 20; а = а1 =

=4 см; ho — S6 см; бетон марки М200 с RH = 100’ kzJcm2; сталь

класса AI с 7?а=!:^ас=2100 кг/см2.
После реконструкции на колонну будут действовать N =

= 286 г и М — 20 тм. Эти усилия без усиления колонна воспри¬

нять не сможет.
Намечено усиление наращиванием, которым задаются и ко¬

торое в данном случае принято толщиной d=20 см при ai =
4	см, т. е. «о=20 см.
Требуется определить нужное количество дополнительной
арматуры F&д в набетонке колонны.
Увеличенное сечение колонны оосле наращивания в сжатой

зоне будет
Л' = /г + d = 60 + 20 = 80 см.
Эксцентрицитет действующей нормальной силы

М 2000000
'° N ~ 286 000
—	7 см < 0,15Л' =* 12 см,
60

т. е. имеет место внедентренное сжатие с малым эксцентрици¬

тетом.
По формуле (44)
с == 6q 0,5/г' — cl = 7 ~\~ 0,5 • 80 — 4 = 43 см.
По формуле (45)
Ne - 0,4/?и6 (h0 -f rf)2 - RacK (К - d') _
ад	Я ас (ho + d — а\)
286000-43 — 0,4-100.30 (56 + 20)2-2100-30,8 (56 - 4) _ 10 к _2

“	2100(56+20 — 4)	“ 1Z,° СМ ‘
Принято Fад =12,6 см2—4 0 20.
§ 8. ПРИМЕРЫ ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ УСИЛЕНИЙ

КОНСТРУКЦИЙ ОБОЙМАМИ, РУБАШКАМИ

И НАРАЩИВАНИЯМИ (НАБЕТОНКАМИ)
В одном из цехов Саратовского дрожжевого завода крыша из дере-

воплиты, покоившаяся на ряде поперечных двухпролетных железобетонных
Рис. 18. Усиление конструкций кровли посредством обойм на Саратов¬

ском дрожжевом заводе
а—вид конструкции усиления; б—схема усиливаемого покрытия;

/—усиливаемая конструкция балки; 2—обойма с наращиванием в сжатой зоне про¬

летов и в растянутой зоне — над опорами
61

в)
2ф12v	^0^ Itf
тш-штгш
^ *6ф22~й У

■M—~J0I2	Щ\—2ф22 2ф12 2$22'
n-rf
25 46 25
6д>22
Q? *фу№ь
Ш-Ш 1 2ф22 *-

<р
Е \ ^ 2ф!9
Ш-Ш <р8 11
г»гг \
,с^ 2ф12 ]_
2ф22
7-7
2ф22
71-71
Рис. 19. Примеры выполненных
а—'усиление обоймой рамы печного корпуса Ново-Брянского цементного завода;

обойм со спиральной обмоткой; в—усиление посредством боковых наращиваний си-
ной обоймой на Ленинградском

1—арматура, установленная в обойме рамы; 2—существующая усиливаемая конст-

ваемой конструкции; б—арматура конструкции усиления; 7—места приварки; 8—ды-

розды в существующей конструкции; 10—поврежденный участок существующей кон-
рук
ригелей, разрушилась и была заменена крышей из железобетонных стандарт¬

ных лотковых плит.
С этой целью по поперечным ригелям были запроектированы металли¬

ческие прогоны, явившиеся непосредственно несущими конструкциями же¬

лезобетонных кровельных плит (рис. 18).
В этих условиях железобетонные ригели очень перегружались и тре¬

бовалось значительное усиление их, которое было осуществлено путем уст¬

ройства с боков и снизу железобетонных обойм толщиной 4 см.
Обоймы были запроектированы таким образом, чтобы нижняя рабочая

пролетная арматура ригелей осталась неизменной, для чего в верхней

части обоймы имелось значительной утолщение в 12 см, увеличившее высоту

ригелей. Над средней опорой ригелей была установлена дополнительная ра¬

бочая надопорная арматура, способная воспринять увеличившийся опорный

момент.
62

в)
ш
К J ХЛ-Ш 11
S 11
	!			4—£
h
7
/.
, ш
, _
. _
.^11
Г
1Г ■
2
5
И-Ж
1
х-х
р
11 <

6-
Ж
тг-6
I
<\
11
||»||
\
/7-
5
ы
усилении конструкции
б—усиление рам шламбассейнов Чернореченского цементного завода при помощи

лосов Новоспасского цементного завода; г—исправление поврежденного ригеля мест-

гидролизном заводе
рукция; 3—обойма; 4—наращивания; 5—сколотая поверхность существующей усили-

ры, пробитые в существующей конструкции для пропуска хомутов; 9—пробитые бо-

струкции балки; //—хомуты; 12—рубашка балки; 13—арматура усиливаемой конст-

ции
В пролетах ригелей в обоймах была установлена конструктивная ар¬

матура 2012 для удобства прикрепления замкнутых хомутов обойм.
Поскольку ригели были прямоугольного поперечного сечения, то бето¬

нирование обойм производилось без затруднений сверху в открытых коро¬

бах.
❖	*
*
При реконструкции печного корпуса Ново-Брянского

завода основные двухпролетные рамы, имевшие ряд значительных трещин,

должны были нести увеличившиеся нагрузки, вследствие чего они требо¬

вали исправления при одновременном их усилении. Это было выполнено

устройством обойм толщиной с боков по 8 см, а снизу 15 см с установкой

дополнительной арматуры и увеличением сечений опорных узлов рам зна¬

чительным их наращиванием к ригелям (рис. 19,а).
63

Так как к ригелям примыкала плита кровельного покрытия, то с обеих

сторон ригелей она была прорублена. Это было вполне возможно, поскольку

рабочая арматура плиты располагалась параллельно ригелям и плиты опи¬

рались на прогоны кровли. Устройство сквозных щелей вдоль ригелей поз¬

волило осуществить бетонирование обойм сверху в открытых коробах. Од¬

нако необходимость постановки верхней рабочей арматуры в узлах усили¬

ваемых рам потребовала некоторой набетонки сверху ригелей высотой 5 см,

что было выполнено с переходом к поверхности кровли посредством скосов.
Благодаря скату кровли по направлению ригелей, такие местные выступы

на поверхности кровли над ригелями были вполне допустимы.
*	❖
При реконструкции Чернореченского цементного завода

кровля над шлам-фильтрами потребовала утепления, вследствие чего воз¬

никла необходимость усиления несущих рамных конструкций кровли

(рис. 19,6).
Это усиление коснулось главным образом колонн и верхних опорных

узлов ригелей рам и было осуществлено с помощью обойм толщиной по

5 см.
Обоймы имели дополнительную арматуру и спиральную обмотку с ша¬

гом 8 см.
Наличие сквозных щелей в плите кровли допускало бетонирование обойм

сверху в открытых коробах.
* *
*
Цементные силосы Новоспасского цементного завода

дали значительные деформации, в основном в виде серьезных и опасных

для сооружения трещин в нижней части силосного корпуса.
Проверочными расчетами было установлено, что напряжения в простен¬

ках нижней подсилосной части корпуса значительно превосходят расчетные

сопротивления, достигая местами нормативных сопротивлений бетона образ¬

цов, вырезанных из стенок деформировавшихся силосных банок.
Направление трещин в простенках и характер их раскрытия подтвер¬

ждали предположение, что нижняя часть силосного корпуса, имевшая на

всем своем протяжении сквозные проемы, работала как безраскосная ферма,

причем простенки, являвшиеся стойками такой фермы, оказались слабыми,

чтобы воспринять возникавшие в них усилия.
Восстановление и усиление стенок силосного корпуса было осуществ¬

лено при помощи односторонних в верхней части и двусторонних в нижней

части наращиваний. Двусторонние наращивания нижних простенков у краев

замыкались, образуя замкнутый контур, который не мог считаться обоймой

ввиду большой протяженности лицевых сторон.
Связь между двумя набетонками, а также при одностороннем нара¬

щивании (связь последнего со стенкой силоса) осуществлялась постановкой

специальных хомутов, пропущенных через пробитые в стене отверстия

(рис. 19, в). Наращивания были приняты толщиной 15 см при скалывании

защитного слоя стенок на глубину 1,5—2 см, поэтому их бетонирование не

представляло каких-либо затруднений.
*	*
*
При реконструкции, проводившейся на Ленинградском гидро¬

лизном заводе, было обнаружено, что две железобетонные балки

сильно повреждены (коррозированы) кислотой.
В связи с этим были выполнены на участках местного повреждения

балок короткие рубашки толщиной 5 см.
64

I
vkv {

3 S 2 те

я К S s

£ ф о,
SaS*
Вй&г
Sftfl d
?OSq

j;vo p,*
о I e »
^ H
u
<u ~ ft
2 R (h ^
Я Я >>£•
* к s V
0	*3 5 I

»=: pq ><
«sS
CO S' I
1	а я
^ СЗ . ж К
а ^
! в
si s а

£g p'6 a

§goS

а Ро.ю
I*" S.
Ms S н

Я Й О я s
4	9* я н ч
2ноо.°,“

я « « &с,'£.
ft S й о м	«
I P.VO « 5	S
v • ез о 5	2
VO к S	С
« £ о
к S « « s I
5	я Д cgN

£•* я £\о>-
о	ег
& «г >>*...«
£ А Си Я со

* д (н и у CL

d)S ОМлН
Sgg&Sg
•»“S*S
*§&!

I
М-1 W I
a, \Oci Н

О
S

к
Он
С
о
<м
cj
К
Си
001
а
I л
ОО а

Я м .. h
к .-s Й 5

со и 5* ^ й-
ffl S 63 5 J
° я о £
2 S355 * о!
Л Й О) п4

ftSK g
« tf Я a> У

2 я 5

ga£3§
? 2 Н 2 ^
I ~ О >> сх

в | g. в £
•N 3 g f-

>>S 03

.. « S’ а
К 5,0-

Я * ff«
£ I *
§*••1
ssgl
§§b“
Й н °

а сз о;
« S а з
Л ад О* >►»

JSa«o

а> д
ся w _*в

« . § °

gals
гяо «

£, §.* *

>»а£ о
I
*■« о ^ &

Боковая и нижняя поверхности балок были сколоты до неповрежден¬

ного бетона.
В плите перекрытия были пробиты отверстия в шахматном порядке и

через них пропущены хомуты, ветви которых вверху укладывались в вы¬

рубленные борозды (поз. Ill рис. 19, г).
Обойма осуществлялась с постановкой добавочной арматуры, которая

приваривалась к оголенной арматуре вне зоны коррозии и протягивалась

в обе стороны за пределы поврежденного участка на 60 см.
Бетонирование обоймы производилось с помощью ящиков с обеих сто¬

рон балки.
& #
❖
На одной электростанции Донбасса потребовалось исправить

и повысить подкрановые балки, что было выполнено путем наращивания

верхней части балки в виде полки тавра толщиной 15 см без добавления

пролетной нижней арматуры.
Наращивание осуществлялось по способу к. т. н. Литвинова И. М. и

выразилось в устройстве дополнительного тавра в прямоугольной балке, так

что ее высота увеличилась с 60 до 75 см.
На промежуточных опорах в нарощенной части балки была располо¬

жена надопорная арматура усиления диаметром 25 мм и поставлены с бо-
ш-ш
ш
1*аБНЭЕв1
ли-,
—
-
—
ЕЯ
Щг
—
—
-
—
2
1
щ
—
—
Z
Г
т
5
L
IE
3
180
Ш
И
6) ш-Ш
/
Г)
Рис. 21. Усиление колонн обоймами и фундаментов рубашками печного
корпуса цементного завода «Гигант» под Москвой
а—усиление колонн обоймами; б—усиление фундаментов рубашками;

/—существующая усиливаемая конструкция; 2—обойма; 3—рубашка; 4—дополнитель¬

ная арматура; 5—хомуты обоймы; 5—бетонная подготовка
66

ков дополнительные отогнутые стержни (рис. 20, а, 3), приваренные внизу к

существующей арматуре балки.
Эти отогнутые стержни устанавливались в бороздах, пробитых в боко¬

вых гранях балки, причем в местах, где борозды встречали хомуты усили¬

ваемой балки, последние вдавливались в углубления борозд, сделанные с

этой целью в местах таких пересечек (рис. 20, а, 5 к 6).
Поскольку наращивание балки осуществлялось сверху, то никаких за¬

труднений при ее бетонировании не возникало. Боковые борозды с установ¬

ленной отогнутой дополнительной арматурой были также заделаны бето¬

ном.
*
При расширении в 1962 г. Кропоткинского гидролизного

завода и организации на существующих площадках нового производства —

приготовления пекарских дрожжей, появилась необходимость на перекры¬

тии уровня 7,0 расположить тяжелое оборудование, которое потребовало

соответствующего усиления ригелей основных несущих рам главного кор¬

пуса.
Эта реконструктивная работа была проведена по методу к. т. н. Литви¬

нова И. М. наращиванием толщиной 20 см ригелей снизу с добавлением

пролетной арматуры 4018, приваренной к оголенной существующей арма¬

туре с помощью вертикальных хомутов и наклонных соединительных стерж¬

ней (рис. 20, б, 4 и 7).
Бетонирование наращивания производилось с одной боковой стороны

ригеля через воронки с вибрированием. Со стороны укладки бетона короба

имели боковые воронки шириной 10 см, а с противоположной стороны про¬

дольную щель шириной 1 см для выпуска воздуха, что видно из рис. 20, б, 11.

После снятия опалубки приливы бетона в местах воронок срубались пер¬

форатором.
*	*
*
Деревянное перекрытие печного корпуса цементного завода

«Г и г а н т» заменялось на несгораемое железобетонное, состоящее из желе¬

зобетонных цилиндрических оболочек.
Железобетонные колонны, несшие раньше деревянное перекрытие,

должны были быть использованы как несущие конструкции под сооружае¬

мые железобетонные оболочки крыши.
Значительное увеличение нагрузки от новой крыши потребовало произ¬

вести усиление железобетонных колонн и их фундаментов, что было осуще¬

ствлено в виде замкнутых обойм (рис. 21, а), а для фундаментов в виде

рубашек (рис. 21,6) с соответствующим увеличением площади подошвы.
Конструкции обойм колонны и рубашек фундаментов были сделаны с

дополнительной арматурой. Толщина обойм составляла 8 см, а уширение

лодошвы фундаментов — 20 см по всему периметру. Бетонирование велось

через окна в установленной опалубке коробов для обойм и верхних щитах

опалубки рубашек фундаментов.

Глава IV
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ЖЕСТКИЕ ОПОРЫ
§ 9. УСИЛЕНИЕ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ПОСРЕДСТВОМ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ

ЖЕСТКИХ ОПОР
Усиление железобетонных изгибаемых элементов посред¬

ством дополнительных жестких опор относится ко второму виду

конструкций усиления, производимому с изменением первона¬

чальной конструктивной схемы элемента.
Этот способ усиления достаточно эффективен, так как он

позволяет увеличить первоначальную несущую способность

конструкции в 2—3 раза и может быть использован при усиле¬

нии балок перекрытий и ригелей рам.
Новые дополнительные опоры устраиваются в пролетах из¬

гибаемых элементов, последние начинают работать с уменьшен¬

ным пролетом, в результате чего сильно возрастает их первона¬

чальная несущая способность.
Новые дополнительные опоры могут выполняться в виде

одиночных подведенных колонн (рис. 22, а, б), специальных

подкосных подпорок (рис. 22, в, г) или подвесок (рис. 22, д, е).
Первый тип — опоры в виде одиночных подведенных стоек

из железобетона (рис. 22,6) или металла (рис. 22, а), причем

эти стойки имеют самостоятельные фундаменты. Для макси¬

мального уменьшения осадок дополнительных опор после за¬

гружения конструкции необходимо произвести предварительное

обжатие грунта под подошвой возведенного Фундамента еще до

установки или бетонирования колонн. Это обжатие должно

быть не меньше будущей расчетной нагрузки опоры.
При наличии влажных пластических глинистых грунтов,

дающих осадку в течение длительного срока, такое обжатие
68

а)
□
/
1 ' '-|Ц"У""1	—
г
I
в
п
И-г
. Л\
42
Рис. 22. Конструкции дополнительных опор
а—подведенная металлическая стойка; б—подведенная железобетонная колонна;

в—подведенная подкосная опора; г—подведенная подносная опорная конструкция;
д—железобетонная подвеска; е—металлические подвески;

/—усиливаемая конструкция; 2—подведенная жесткая опора; 3—песчано-щебеночная

распределительная подушка; 4—охватывающий хомут; 5—вновь установленное обо¬

рудование; существующие конструкции; 7—анкерующие металлические хомуты:

8—стяжные металлические хомуты; 9—-подвески
эффекта не дает. В этом случае нужно значительно развивать

подошву фундамента или устраивать под ним песчано-щебеноч¬

ную распределительную подушку, как изображено на

рис. 22, а. Таким способом можно довести распределенное

давление под подошвой до весьма малой величины, которая

не отразится на работе добавочных опор при их догрузке по¬

сле реконструкции. Возможно также применение специальных

регулирующих приспособлений на самой конструкции подве¬

денной колонны, что, однако, имеет ряд трудностей.
69

Подносные подведенные опоры решаются в металле или

железобетоне и могут поддерживаться основными несущими

конструкциями данного сооружения (рис. 22, в, г), которые

в этом случае должны быть способны воспринять давление

■подносных подпорок и при необходимости подлежать соот¬

ветствующему усилению.
Однако здесь же заметим, что обычно дополнительная на¬

грузка, приходящаяся в этом случае на основные конструкции

сооружения, бывает так распределена между ними, что усиле¬

ния не требуется.
Установка и опирание подпорок на конструкции сооруже¬

ния дают гарантию жесткости (неподатливости) подведенных

опор, хотя несколько догружают, а иногда и перегружают кон¬

струкции сооружения. В этих случаях необходима обязательная

расчетная проверка на срез по а — а опорных сечений несущих

элементов (рис. 22, г, д, е).
В некоторых случаях для обеспечения меньшей стес-

няемости габаритов проходов подпорки устраивают в виде

трапециевидной конструкции с двумя местами сопряжений

с подпираемым элементом, как это показано на рис. 22, г.
Опоры подпорок удобнее всего упирать в узлы несущих

конструкций сооружения или каркаса, как это показано на

рис. 22, в, г.
Дополнительные опоры в виде подвесок (рис. 22, д, е) мо¬

гут одинаково успешно выполняться в металле и железобе¬

тоне. Поскольку эти конструкции также прикрепляются в уз¬

лах основного каркаса сооружения, то к ним относится все

сказанное выше о дополнительном нагружении основных^ не¬

сущих конструкций сооружений.
Особенно удобно применение подвесок при усилении эле¬

ментов, расположенных в плоскостях каркасных стен, так как

в этом случае они не стесняют габаритов помещений и яв¬

ляются наиболее удобными и приемлемыми конструкциями

усиления.
Все рассмотренные конструкции дополнительных опор

в местах сопряжения с подпираемыми или подвешиваемыми

элементами конструкции представлены на рис. 23 и 24 и тре¬

буют некоторых пояснений. При устройстве железобетонных

опорных конструкций такое сопряжение может выполняться

как в железобетоне, так и в металле.
Железобетонные оголовки подведенных дополнительных

опор решаются в виде охватывающих хомутов, в которых ар¬

матура приваривается к предварительно оголенной арматуре

усиливаемого балочного элемента (рис. 23, а) или соединяется

с последним установкой специальных арматурных охватываю¬

щих хомутов (рис. 23, б, г). В обоих случаях бетонирование

собственно дополнительных колонн или подпорок не доводится
70

/Г« з
ФФ
Рис. 23. Детали сопряжения дополнительных жестких опор
с усиливаемой конструкцией
а и б — сопряжение подведенной железобетонной колонны с усиливаемой балкой;

в—сопряжение подведенной металлической стойки с усиливаемой железобетонной-

балкой; г и <?—сопряжение подведенных подносных железобетонных опор с усилива¬

емой балкой; е—сопряжение подведенных металлических опор с железобетонной

усиливаемой балкой; ж—оголовок подведенной железобетонной колонны с клиньевым
подъемным устройством;
/—усиливаемая балка; 2—подведенная опора; 3—места приварки; 4—участок, бето¬

нируемый после устройства подведенных опор; 5—привариваемые соединительные

стержни; 6—охватывающие арматурные хомуты; 7—места подлитого цементного раст¬

вора; 5—охватывающие металлические элементы из прокатных профилей; Р—-соедини¬

тельный металлический стяжной хомут; /^-—соединительные металлические планки;

//—места сварки после подъема клиньев; /2—клиньевое подъемное устройство;
13—участки сколотого бетона; 14—анкерующие стержни; /5—участок усиливаемой

балки, где сколот бетон, и после установки арматуры оголовка вновь забетониро¬

ван
до усиливаемого элемента на 200—250 мм. Так же не дово¬

дится до последних и арматура дополнительных опор, которая,,

однако, лишь незначительно не доходит до подпираемого эле¬

мента.
Образуемый зазор бетонируется после установки соедини¬

тельной арматуры оголовка одновременно с бетонированием

охватывающего железобетонного хомута, как это показано на

рис. 23, а, б, г.
71

Это мероприятие преследует две дели:
достижение особой тщательности сопряжения опорной кон¬

струкции с подпираемым элементом,
устранение возможности образования усадочных трещин

в местах сопряжения.
Бетон для узла сопряжения подпорок с балками по возмож¬

ности следует изготовлять на расширяющемся цементе. Это га¬

рантирует плотное соединение элементов.
Последующее бетонирование оголовка позволяет также

в случае необходимости производить подъем подпираемой кон¬

струкции, используя имеющийся зазор для установки специаль¬

ных подъемных приспособлений (рис. 23, ж).
У подпираемых балочных конструкций в местах устройства

охватывающих железобетонных хомутов предварительно ска¬

лывается бетон защитного слоя, подготовленные поверхности

тщательно промываются из брандспойта, а перед бетонирова¬

нием смачиваются, чтобы быть влажными, но не мокрыми. Та¬

кая обработка места сочленения гарантирует хорошую связь

между новым и старым бетоном и позволяет при необходимости

производить приварку соединительной арматуры, о чем упоми¬

налось выше.
Пример сочленения железобетонных подпорок с усиливае¬

мой балкой металлическим стяжным хомутом представлен на

рис. 23, д. Зазор между сопрягаемыми элементами заполняется

бетоном после бетонирования самих подпорок, но в этом случае

оставляемый зазор может быть небольшим порядка

50—100 мм и заполняется при помощи зачеканки жестким бе¬

тоном.
На рис. 23, в, е приведены примеры конструкций узлов со¬

единения металлических подпорных элементов с усиливаемой

железобетонной балкой, подведенные опоры охватывают подпи¬

раемую балку с двух ее боковых сторон и после окончательной

установки подпорок к ним в оголовках привариваются охваты¬

вающие балку элементы узла. Эти элементы устанавливаются

на цементном растворе.
Нижние опорные части подпирающих элементов, располо¬

женные в узлах существующих железобетонных конструкций,

устраиваются так, как это изображено на рис. 24, а, б, в. Связь

железобетонных подпорок осуществляется посредством охваты¬

вающих железобетонных хомутов (рис. 24, б) или анкерных

стяжных болтов (рис. 24, а), а металлических подпорок — с по¬

мощью металлических хомутов с обязательной подливкой или

зачеканкой цементным раствором (рис. 24, в).
Железобетонные дополнительные опоры в виде подвесок бе¬

тонируются одновременно с местами их сочленения. Их арма¬

тура, как правило, в узлах приваривается к оголенной арма¬

туре основной конструкции, и бетон играет роль только ограж-
72

Рис. 24. Детали сопряжения подведенных подкосов и подвесок с
существующими конструкциями
а и б — опоры железобетонных подведенных подкосов; в—опора металлических под¬

косов; г—сопряжение металлических подвесок; д—сопряжение железобетонных подве¬

сок
/—-существующие железобетонные конструкции; 2—подкосные дополнительные опоры:

3—опорные охватывающие железобетонные хомуты; 4— арматурные хомуты; 5—ме¬

таллические опорные охватывающие хомуты из прокатных профилей; 6—места под¬

литого цементного' раствора; 7—соединительные металлические планки; 8—стяжные

болты металлического хомута; 9—усиленная балка; 10—подвески; 11—арматура желе¬

зобетонных подвесок; 12—места сварных швов; 13—хомуты подвесок; /4—удлиненные
крючки; 15—анкерные стяжные болты

дающего, защищающего и анкерующего арматуру материала

(рис. 24, д).
Металлические подвески в деталях узлов сопряжений пред¬

ставлены на рис. 24, г. При монтаже они устанавливаются и

привариваются к предварительно смонтированным узловым

конструкциям.
В некоторых случаях при осуществлении сопряжений под¬

веденных опор с усиливаемыми элементами-балками или риге¬

лями рам их приходится предварительно несколько приподни¬

мать.
Подъем подпираемых элементов обычно не превышает не¬

скольких миллиметров, что исключает применение обычных

домкратов, так как они не дают возможности в таких малых

размерах контролировать осуществляемый подъем.
При возникшей необходимости в проведении реконструкции

с предварительным небольшим поднятием усиливаемых элемен¬

тов автором было предложено специальное приспособление.
Это подъемное устройство (рис. 25) представляет собой два

металлических клипа. Нижний клин, передвигаясь горизон¬

тально, поднимает верхний, который своим торцом упирается

в специальный лист и может двигаться' только вертикально.

Движение нижнего клина производится при помощи вращения

горизонтального болта, давящего непосредственно на торец

этого клина.
С боков клиньев устроены направляющие вертикальные по¬

верхности, снизу — горизонтальный постамент, а сверху — спе¬

циальный столик, производящий непосредственное давление на

подпираемый элемент.
Вся конструкция запроектирована из швеллеров одного про¬

филя и отрезков листовой стали.
Наклонная плоскость клиньев образуется при помощи соот¬

ветствующей срезки полок швеллеров и приварки к ним попе¬

речных ребер и скользящих поверхностей из листовой стали.

В конструкции можно полки швеллеров не срезать, а привари¬

вать наклонно к уголкам (см. рис. 25,5), предварительно скреп¬

ляя между собою соединительными планками.
Это клиньевое устройство позволяет достаточно точно кон¬

тролировать нужный подъем даже в несколько миллиметров,

так как при известном уклоне скользящих плоскостей клиньев

на нужную величину выдвигается нижний клин, после чего при

заворачивании болта до отказа автоматически создается нуж¬

ный подъем. Например при уклоне клиньев 1 : 10 передвижение

нижнего клина на каждые 10 мм осуществляет подъем верхнего

клина на 1 мм.
Клиньевой домкрат с выдвинутым нижним клином на за¬

данную величину должен быть вмонтирован в оголовок подве¬

денной опоры. После подъема обе наклонные плоскости
74

'ntf 20 а
JO
Hi •
l-i
5 Г£Г ?~ JV2fa
I
(рас ad

&=15
Ж-Ж
фасад

С JY20a
ЛГ'ЛГ
f-fO
miwiT (

i!
—
л-
1Г
73
\f5
40\ Г20
\ 4-0
200 \ '
Г4
&=15
200*200
fS
Рис. 25. Клиньевое подъемное приспособление (два варианта)
1—верхний клин; 2—нижний клин; 3—второй вариант устройства клиньев; 4—ниж¬

ний постамент; 5—-верхний столик; б—упорный лист; 7—боковые направляющие;

8—упор болта с нарезкой; 9—болт, толкающий нижний клин; 10—линия, по которой

отрезается нижний постамент; //—уголки клина; /2—соединительные планки уголков:

13—нижний скользящий лист клина; 14—ребро жесткости; 15—место взаимной свар¬

ки клиньев после осуществления подъема верхнего клина

клиньев свариваются по линии соприкасания, а нижний поста¬

мент в выступающей части с толкающим болтом отрезается.
При установке вверху колонны подъемного клиньевого при¬

способления охватывающий соединительный хомут оголовка ко¬

лонны конструируется в сочленении с этим последним.
Подъемное устройство рассчитано на давление до 10 г при

предельном наклоне плоскости скольжения 1 : 5, поэтому при

более пологом уклоне возможно развитие большего давления

при приложении одинакового усилия вращения болта.
Все трущиеся поверхности предварительно густо натираются

графитом для понижения коэффициента трения или в крайнем

случае смазываются.
На рис. 23, ж представлен оголовок подведенной железобе¬

тонной колонны в сочленении с указанным подъемным устрой¬

ством и соответствующим охватывающим хомутом.
В § 11 приведен пример конструкции с применением описан¬

ного клиньевого домкрата.
Рассмотренные конструкции подведенных промежуточных

жестких опор обладают рядом преимуществ, к которым следует

отнести:
относительную простоту этого способа усиления и самих ра¬

бот по устройству подведенных дополнительных опор, особенно

если они выполняются в металле, так как тогда эти работы сво¬

дятся к обыкновенному монтажу выполненных на стороне ме¬

таллических конструкций;
ограниченность участка, где проводятся реконструктивные

работы по устройству дополнительной опоры, зачастую позво¬

ляет проводить их в действующих цехах, что является большим

преимуществом этого способа;
возможность достижения при помощи дополнительных опор

значительного эффекта в увеличении первоначальной несущей

способности усиливаемого элемента особенно при устройстве

опор с двумя местами сопряжения, как показано на рис. 22, г;
возможность полностью использовать несущую способность

подпираемого элемента, что дает экономию материалов и рабо¬

чей силы.
К недостаткам усиления способом дополнительных жестких

опор относится неизбежность стеснения габаритов помещения

по ширине, что является основным и единственным препят¬

ствием к осуществлению новых дополнительных опор и ограни¬

чивает применение этого способа.
§ 10. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА

ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ ЖЕСТКИХ ОПОР
Подведенные жесткие опоры работают в основном на сжа¬

тие, и их расчет совершенно ясен. Подпираемые этими опорами
76

усиляемые элементы изменяют свою первоначальную конструк¬

тивную схему, поэтому необходимо остановиться на нх рас¬

чете.
В железобетонных конструкциях расположение рабочей ар¬

матуры в основном повторяет эпюру расчетных изгибающих

моментов, поэтому в правильно и экономично запроектирован¬

ных и выполненных конструкциях эпюра изгибающих момен¬

тов, вычисленная и нанесенная по площадям рабочей арма¬

туры, будет как бы огибаться вокруг соответствующей расчет¬

ной эпюры изгибающих моментов, несколько превышая послед¬

нюю.
При проектировании усилений железобетонных конструкций

дополнительными жесткими опорами необходимо, чтобы новая

эпюра расчетных изгибающих моментов, получающихся в ре¬

зультате работы конструкций по измененной статической схеме,

нигде не выходила за пределы эпюры изгибающих моментов,

построенной но наличной (рабочей арматуре этой конст¬

рукции.
Первоначально это положение может показаться невыпол¬

нимым, поскольку устройство дополнительных промежуточных

опор в пролетах элементов неизбежно будет вызывать возник¬

новение над ними отрицательных надопорных участков в новьц

расчетных эпюрах изгибающих моментов.
Однако кажущееся несоответствие между поставленными

задачами по проектированию и выполнением промежуточных

опор в пролетах элементов исчезает, если учесть то обстоятель¬

ство, что подводка новых опор производится под деформиро¬

ванную и уже напряженную конструкцию.
Следовательно, при проектировании жестких подводимых

опор надо определять величины нагрузок, которые создавали

бы нужные начальные деформации и усилия в усиливаемых

системах.
Эти начальные усилия должны быть выбраны так, чтобы по¬

сле подведения соответствующих опор и загрузки усиленных

элементов новой увеличенной нагрузкой не вызывать в послед¬

них изгибающих моментов противоположного знака, а в проле¬

тах не превзойти величин первоначальных усилий.
Решение изложенной задачи по единой методике не удается,

поскольку это зависит от статической схемы конструкции, соот¬

ношений старых и новых нагрузок, от рода самих нагрузок и,

наконец, от количества подводимых опор.
В связи с высказанными положениями укажем общий поря¬

док и ход проектирования, в котором в некоторых случаях при¬

меняют пробные промежуточные расчеты, а иногда идут мето¬

дом последовательных приближений.
Для проектирования усилений с применением дополнитель¬

ных жестких опор первоначально необходимо иметь данные
77

о	характере эпюры изгибающих моментов, построенной по пло¬

щадям наличной арматуры элемента, что осуществляется по

общеизвестной формуле
М = /y?az0.	(46)
Построение такой эпюры моментов элементарно, когда

имеются рабочие конструктивные чертежи усиливаемых эле¬

ментов.
В случае их отсутствия восстанавливают картину армиро¬

вания реконструируемых элементов путем пробивки попереч¬

ных бороздок до арматуры по соответствующим граням обсле¬

дуемых элементов, располагая их через 0,7—1,5 м вдоль кон¬

струкции.
Затем бороздки заделываются цементным раствором 1 : 3.
Дальнейшим этапом проектирования является построение

расчетной эпюры изгибающих моментов при работе реконструи¬

руемой конструкции по новой статической схеме с дополнитель¬

ными опорами и возросшей нагрузкой. Эта эпюра не должна

выходить за пределы эпюры изгибающих моментов, построен¬

ной по площади наличной арматуры.
В первом приближении следует считать, что начальным на¬

пряженным состоянием элементов, имевшим место при подве¬

дении дополнительных опор, были усилия от действия одной

только постоянной нагрузки при их работе по первоначальной

статической схеме.
Делая затем сопоставление новой расчетной эпюры изги¬

бающих моментов и первоначальной, можно установить прием¬

лемость начальных усилий в системе или выявить те места, ко¬

торые подлежат корректировке.
Иначе приходится поступать при проектировании усилений

по этому методу, когда подлежавшая усилению конструкция

находится под действием одной постоянной нагрузки.
В этом случае те пролеты, где устраиваются дополнительные

подведенные опоры, неизбежно должны быть предварительно

разгружены путем поднятия их над подведенными опорами.

Поднять пролеты можно домкратами или с помощью устрой¬

ства новых дополнительных опор с клиньевыми подъемными

приспособлениями в их оголовках. Величина требуемого подъ¬

ема определяется при помощи соответствующего простого рас*

чета, исходя из величины нужной разгрузки пролета.
При проектировании подведенных опор необходимо произво¬

дить проверку усиливаемых элементов на действие поперечных

сил в местах новых опор, а при недостатке имеющейся попереч¬

ной арматуры производить нужное усиление по одному из спо¬

собов, рассмотренных в § 26.
При опирании низа подведенных жестких опор или верха

подвесок в узловых сечениях каркасов эти сечения должны
78

быть проверены на непосредственный срез по линиям а — а, по¬

казанным на рис. 22.
В заключение отметим, что приведенный порядок проекти¬

рования жестких опор усиления в редких случаях не дает воз¬

можности избежать все же появления моментов противополож¬

ного знака в подпертых элементах над их новыми опорами.

В таких случаях возможно образование трещин в подпертых

элементах. Тогда эта элементы .нужно рассматривать как

разрезные с шарнирными отираниями на подведенных опо¬

рах.
В этом случае следует подведенную опору в оголовке не¬

сколько уширять для увеличения поверхности опирания каждой

половины предположительно треснувшего над опорой элемента

или предусматривать усиление подпертого элемента в месте

оголовка короткой обоймой-муфтой с постановкой соответ¬

ствующей арматуры, могущей воспринять возникающий над-

опорный изгибающий момент.
Ожидаемое появление надопорной неорганизованной тре¬

щины можно предупредить специальной разрезкой подпертого

элемента над подведенной опорой.
Сделанные выше указания об учете возможности образова¬

ния трещин или специальной разрезки конструкций над новыми

опорами надо рассматривать как рекомендации в исключитель¬

ных случаях.
Пример 8. Двухпролетная неравнопролетная неразрезная

балка усилена дополнительной жесткой опорой в середине

большого пролета.
На рис. 26, а представлена схема нагрузок до и после уси¬

ления;
Q — нагрузки, которые действуют после усиления.
На рис. 26, б дана эпюра изгибающих моментов от постоян¬

ной нагрузки, а на рис. 26, в — расчетная эпюра изгибающих

моментов от действия постоянной в сумме с невыгоднейшими

комбинациями временной нагрузки Р. Эта эпюра после усиле¬

ния нигде не должна быть превышена.
На рис. 26, г рассмотрена балка при работе по новой стати¬

ческой схеме трехпролетной балки после, подведения дополни¬

тельной оооры Д. Здесь изображена эпюра расчетных изгибаю¬

щих моментов от действия только временных нагрузок Р и Q

при их невыгоднейших комбинациях загружения.
Поскольку постоянная нагрузка вызвала соответствующие

деформации, то при подведении дополнительной опоры Д ее

влияние сохранилось. Поэтому, чтобы получить окончательную

расчетную эпюру изгибающих моментов на реконструирован¬

ную балку, необходимо просуммировать эпюры по рис. 26, б и

26, г, что сделано на рис. 26, д. Там же нанесена первоначаль¬

ная расчетная эпюра по рис. 26, в, чтобы показать, что она ни-
79

0) Q=3r GP GP GP

Р=6т Q-Эт Q U
G=3t QP £p qp
As
J\£0\2,0^2,Q
■ъС
арматурЬ/
+ Подведенная

новая опора
%т\\z%6
18,70
7,9k 3,0tt

Подведеннаи опора

(новая)
ПодведениеI Цз^ьЧв

новая опора g+q0=5 т
л) [б!3г Ч j >
AS
м)
пг
В
ЪС
§ Подведенная

новая опора
Ik, 62 Линия эпмрЬ! в
В, 31 (расчетной)
D\
Ц'8* \ 9,80
Подведенная

новая опора
Рис. 26. К примерам 8 и 9
а— схема нагрузки; б—эпюры изгибающих моментов от постоянной нагрузки G;

в—расчетная эпюра изгибающих моментов от нагрузок Ои Р; г—эпюра изгибающих

моментов от нагрузки, после устройства дополнительной опоры Д; д—расчетная

результирующая эпюра изгибающих моментов (сумма эпюр б+г); е—расчетная эпю¬

ра поперечных сил от нагрузок О и Р; ж—результирующая эпюра поперечных сил

после установки дополнительной опоры — Д от нагрузок G, Р, з—схема нагрузки;

и—эпюра изгибающих моментов от нагрузки О'после устройства дополнительной опо¬

ры Д; к—расчетная результирующая эпюра изгибающих моментов (сумма эпюр

о + и); л—схема нагрузки; м—эпюра изгибающих моментов от постоянной нагрузки и

пригрузки Q0; к—расчетная результирующая эпюра изгибающих моментов (сумма
эпюр и + м); о—расчетная результирующая эпюра поперечных сил после установи»
дополнительной опоры Д

где не превзойдена, т. е. усилейие балки осуществлено удовле¬

творительно. Начальные усилия от постоянной нагрузки оказа¬

лись достаточными, чтобы над подведенной опорой Д не по¬

лучился изгибающий момент обратного знака.
На рис. 26, е представлена первоначальная эпюра расчетных

поперечных сил, а на рис. 26, ж — аналогичная эпюра после

произведенного усиления. Сопоставление этих эпюр показывает*

что в результате усиления балки, несмотря на значительно воз¬

росшую временную нагрузку в пролетах ВД и ДС, поперечные

силы всюду ниже тех, на которые была первоначально запроек¬

тирована эта балка.
Пример 9. Рассмотрена неразрезная балка предыдущего

расчетного (примера, но в предположении, что после реконструк¬

ции в большом пролете ВС будут действовать сосредоточенные

грузы Q1 = S т, т. е. значительно больше, чем в предыдущем

случае.
На рис. 26,з приведена схема нагрузок балки до и после ее

усиления, а на рис. 26, и — балка с дополнительно подведенной

опорой при ее работе по новой трехпролетной схеме. В послед¬

нем случае дана расчетная эпюра изгибающих моментов от дей¬

ствия только временных нагрузок Р и Q1 при их невыгоднейших

комбинациях загружения.
Результирующая эпюра изгибающих моментов как сумма

эпюр по рис. 26, б и 26, и изображена на рис. 26, /с, причем за

начальные усилия принята только постоянная нагрузка. Как

видно из сопоставлений последней эпюры с первоначальной

расчетной (рис. 26, в), над подведенной опорой Д возникает от¬

рицательный момент, что недопустимо. Это обстоятельство го¬

ворит о том, что выбранные начальные усилия в виде одной

только постоянной нагрузки недостаточны и должны быть уве¬

личены.
Пробными подсчетами установлено, что при подведении до¬

полнительной опоры следует постоянную начальную нагрузку

увеличить сосредоточенным грузом Q0= 2 г, приложенным над

будущей дополнительной опорой Д, как это показано на соот¬

ветствующей схеме нагрузок на рис. 26, л..
При новой схеме начальных усилий (рис. 26, л) эпюра соот¬

ветствующих изгибающих моментов будет выглядеть по

рис. 26, м с несколько возросшими величинами моментов.
Для получения новой результирующей эпюры изгибающих

моментов суммируем эпюры по рис. 26, и и 26, м, тогда оконча¬

тельно получим суммарную эпюру, изображенную на рис. 26, «,

из которой явствует, что при измененной схеме начальных уси¬

лий удается получить расчетную эпюру изгибающих моментов

(рис. 26, н), вписывающуюся в пределы эпюры по арматуре и

не вызывающую отрицательного момента над подведенной

опорой.
4-1992
81

0) Q-3i Q=3t Q

В
А1Г-
b
г,о4+г.о*\*г,о*

ч,о -
2,0 A* 2,0*

- 8.0 —
ъс
■2,0'
%
•о*
Линия эпюры

e)	-16,93
-0.35*®68
-10,95
-Ю,07
Рис. 27. К примеру 10
а—схема нагрузки; б—эпюра

изгибающих моментов, от по¬

стоянной нагрузки; в—эпюра

изгибающих моментов от на¬

грузки после устройства до¬

полнительной опоры Д; г—эпю¬

ра изгибающих моментов от

разгружающего действия дом¬

крата в точке Д; д—расчетная

результирующая эпюра изги¬

бающих моментов (сумма эпюр

б+в+ г); е—расчетная резуль¬

тирующая эпюра поперечных

сил после установки дополни¬

тельной опоры Д (заштрихо¬

вано подчеркнуты величины

поперечных сил, которые были

до усиления)
На рис. 26, о приведена эпюра

поперечных сил, соответствующая

результирующей эпюре изгибаю¬

щих моментов ino рис. 26, н. Из

сравнения этой эпюры «поперечных

сил с расчетной эпюрой по рис. 26, е

видно, что над подведенной опо¬

рой Д возникли значительные по¬

перечные силы, на которые долж¬

на быть проверена балка, а в слу¬

чае если последние окажутся чрез¬

мерными. то эта балка будет нуж¬

даться также в усилении на попе¬

речные силы, что рассматривается

в § 26.
Пример 10 (рис. 27). Рассмот¬

рим решение задачи по усилению

неразрезной балки предыдущих

расчетных примеров в случае дей¬

ствия одной постоянной нагрузки,

тогда, как указывалось выше, не¬

избежно применение разгружающе¬

го действия домкратов или регу¬

лирующего клиньевого подъемно¬

го приспособления, устанавливае¬

мого в оголовке подводимой опо¬

ры.
На рис. 27, а приведена схема

постоянной нагрузки, действую¬

щей на балку до ее усиления, а на

рис. 27, б дана соответствующая

эпюра изгибающих моментов.
На рис. 27, в показана эпюра из¬

гибающих моментов от грузов Q =

=3 т, которые намечены к действию

после усиления дополнительной опо¬

рой Д.
На рис. 27,2 представлена эпю¬

ра изгибающих моментов от разгру¬

жающего действия домкрата в точ¬

ке Д, т. е. в месте подводимой опо¬

ры. Эти моменты вызваны нагруз¬

кой в 7 т, найденной пробными под¬

счетами. Подсчеты были сделаны

исходя из положения о достижении

в точках В, а, в усилий, обратных
82

по знаку, а по величине — близких или несколько больших,

чем в эпюре по рис. 27,0.
На рис. 27, д приведена результирующая эпюра изгибающих

моментов как сумма эпюр по рис. 27, в и 27, г, из которой

видно, что она нигде не выходит за пределы первоначальной

расчетной эпюры 27, б.
На рис. 27, е сделано сравнение эпюр поперечных сил до и

после усиления балки, причем заштрихована эпюра после уси¬

ления, а подчеркнутые значения величин поперечных сил соот¬

ветствуют расчетной эпюре до усиления балки. Как видно, ве¬

личины поперечных сил после усиления всюду ниже первона¬

чальных, действовавших до усиления.
§ 11. ПРИМЕРЫ ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ УСИЛЕНИЙ

С ПОМОЩЬЮ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ ПОДВЕДЕННЫХ
ЖЕСТКИХ ОПОР
В 1941 году ввиду войны было прервано строительство сульфитно¬

спиртового завода в Светогорске (рис. 28).
При возобновлении строительства возникла необходимость заменить

некоторое оборудование, причем новое оборудование оказалось значительно

тяжелее, что потребовало произвести усиление соответствующих несущих

железобетонных конструкций.
Усилению подвергся неразрезной ригель перекрытия второго этажа. Это

усиление было запроектировано и выполнено устройством дополнительных

жестких опор-колонн в серединах пролетов, что по условиям расположения

оборудования в первом этаже было вполне возможно.
Подведенные дополнительные колонны были металлическими из про¬

катных профилей на самостоятельных столбчатых фундаментах. Фундаменты

после их возведения были загружены для обжатия основания под их по¬

дошвами, после чего были установлены металлические колонны при отсут¬

ствии временной нагрузки на перекрытии второго этажа. Начальные усилия

составила постоянная нагрузка, что оказалось достаточным для крайних

пролетов.
В среднем пролете ригеля потребовалось установить дополнительную

верхнюю арматуру над подведенной колонной, а также усилить ригель на

поперечные силы постановкой хомутов, что было осуществлено устройством

обоймы.
Отметим, что башмаки колонн следовало бы разместить ниже уровня

чистого пола.
*	*
*
На Ново.Брянском цементном заводе в печном кор¬

пусе были усилены однопролетные рамы головной части корпуса посред¬

ством установки подведенных железобетонных колонн, что было возможно

ввиду их расположения посредине между двумя печами. Это усиление по¬

требовалось ввиду того, что выполненные рамы оказались недостаточно

несущеспособными, так как американская фирма, производившая строитель¬

ство корпуса, вела работы некачественно с отступлением от технических

условий.
83

п-ж
J?2?
Рис. 28. Усиление трехпролетного ригеля посредством подведенных

дополнительных металлических колонн на Светогорском сульфитно¬

спиртовом заводе
/—усиленный ригель; 2—дополнительные металлические подведенные колонны
Связь ригелей с подведенными колоннами была выполнена в сред¬

нем прЬлете при помощи охватывающей железобетонной обоймы, бетониро¬

вавшейся после бетонирования самих колонн (рис. 29), а в крайних пролетах

посредством металлических хомутов.
*	.*
*
Крыша котельного ТЭЦ одного завода была выполнена в де¬

ревянных конструкциях, опиравшихся на железобетонные каркасные стены.
84

Увел 6
r"v3
<
г
w—
1
л
—10,75 	^
	10,75	»
JL3
ш-ш
1-1
1 а

» 4
» 4

► 4

1 4

» •

» 1
Т *1
А<
л
л
Рис. 29. Усиление однопролетной рамы посредством подведенной про¬

межуточной железобетонной колонны на Ново-Брянском цементном
заводе
По требованиям пожарной безопасности эта крыша была заменена метал¬

лическим перекрытием, состоявшим из ферм и прогонов, несущих железо¬

бетонные сборные плиты (рис. 30).
Так как замена крыши должна была быть выполнена без перерыза

эксплуатации ТЭЦ, то новая крыша проектировалась поверх существующей

с последующей ее разборкой. В соответствии с этим было намечено нара¬

стить здание и его каркасные стены, а фермы установить на том же прого¬

не, который уже несет существующую деревянную крышу. Подферменный

прогон каркаоных стен, а также прогоны торцовых стен, которые должны

были нести надстройку щипцовых стен, нуждались в значительном усилении.
Усиление было запроектировано в виде подведенных подкосных метал-
85

3
л-л
Узел А
/г- 1
Узел 6
.. /
г ■ — ’ ■
/
гг
\
	d
1— 1ML
130	20
480 -
и
1
% ~m'
\
^	8750 	^
■ ■ rrC/stS/j/
• 1
„	7500
Д r,YSs£S/*a	rr=-
/и
Рис. 30. Усиление многопролетного подферменного прогона подведенными

,	подносными опорами в котельном отделении ТЭЦ
/_уСИЛИваемый прогон; 2—подносные подведенные металлические опоры; 3—клинь-

евой домкрат; 4—нижняя опора подкосной опоры; 5—после подъема проем заделан
бетоном
лических жестких опор, которые своими нижними концами упирались в узлы

каркаса стен.
В крайних пролетах подведенные подкосные опоры были снабжены

подъемными клиньевыми устройствами, позволяющими несколько припод¬

нять и разгрузить подпираемый подферменный прогон, нагруженный глав¬

ным образом постоянной нагурузкой (70%—вес стен и крыши и 30%—сне¬

говая нагрузка).
Подъемные устройства составляли оголовки подкосных ^опор, и после

их использования клинья между собою скреплялись сваркой, а оголовки

сварными хомутами скреплялись с подпертым прогоном. Стенные проемы

в местах установки подъемных устройств заделывались бетоном.
86

О	CQ
2*	о
5 эК	со
2 О	со 0)
2 «	£ *=(
н	о я
о	о о.
« а	й ^
*=з й	9. я
<и	к
5 *о	ф *

*
?	е
Ф <D	с
д <D	О
CQ	^
<D
я
О
Си С
К
о
к
а л
Я сп
2
• О
<N PQ
СО Н

О CQ
а о о.
СО
■=*
о
CQ
N
Г
t\\\w\v ЧАла \\\\\\\\vK\\\v \\v л\>
X
3
я
я
CD
<V
CQ
*=C
О
Я
s
о
CQ
н
<D
R-*

о о
а?
S*
О
CQ
СО
СО
S
О
я
со
Я
ч
о
о-
кс
я
(-1
о
я
*=2
(U
и.
я
X
3
о
и.

а>

я

»я
SJ

*§
*=с
о

я
и
я
я
а>
Ч
я
о
р*
СО
О
я
а
-4 х

к н i

S SJ -
X	X	о
д	2	§
JJ	S	о
сг	а>	5
CJ
О

йй R
о о 2

2 *
* И
И X

X О
-еН

СГ 5 О)
УО 2\о

о ” о
м
о

е(

со
Cl
и
Я
Я
г, Я

о* ф
н
а» се

Ч К

О
О. л
С S-
&«1

* |5

32 *

Э >> I
°3*
<и t= Н
Я	я
Й	у	s
X	w	с?
°	-
о	х
«	О	О
К( н tH

о Л О

Xх0 *
о
“ а»

хг
X
2	3
л	£
х	о ^
х	ч ^
а;	3 со
*3	« е
fli	Ti
а) о -
« I as
0
с 2
1	2

*•§«

л *3 3
3 * 2
<и со ^

" X «

X I К
р, I о
°* с
*<ь\1
з — ^

SSX ..

<D о S
1-1
*gs
5 «t)
Г is.

^ >»

Расчет усиления - подферменного неразрезного прогона был произведен

с тем учетом, чтобы новая эпюра изгибающих моментов вписывалась в пер¬

воначальную расчетную огибающую соответствующую эпюру. Это удалось

сделать подъемом прогона над подведенными опорами на 3 мм. В отноше¬

нии поперечных сил над новыми жесткими промежуточными опорами проч¬

ность прогонов была достаточной.
*	*
*
В процессе реконструкции Ленинградского гидролизного

завода потребовалось значительно увеличить нагрузки от нового чано¬

вого оборудования на этажное перекрытие главного корпуса (рис. 31).
Ряд элементов упомянутого этажного перекрытия подлежал усилению,

в том числе ригель между колоннами и несущей стеной здания.
Усиление ригеля было запроектировано и выполнено посредством подве¬

денных жестких подкосных металлических опор.
Эти жесткие опоры в своих нижних частях упирались в узлы сопряже¬

ния ригеля нижнего этажа с колоннами и стенами. Остальные пролеты не¬

разрезного ригеля были усилены иным способом. В плоскости подведенной

опоры имелась перегородка, поэтому конструкция усиления никакого стесне¬

ния габаритов не вызывала.
*	*
*
При реконструкции проезжей части печного корпуса Ленин¬

градского коксо-газового завода ввиду возросшей в 1,5раза

нагрузки от нового разгрузочного вагона для кокса возникла необходимость

усилить четыре ригеля рам, несущих главные балки проезжей части (рис.32).
Это усиление ригелей рам было выполнено зимой 1962 г. с помощью под¬

косных подведенных жестких металлических опор, подпиравших ригеля в

середине их пролетов.
Внизу подкосные опоры устанавливались на специальный низкий П-об-

разный портал, стойки которого непосредственно примыкали к железобетон¬

ным колоннам рам и опирались на нижний ригель рамы, проверенный на срез

от нагрузки подведенной опоры.
Для плотного примыкания подведенной опоры к ригелю ее нижний пор¬

тал поджимался домкратами.
Наверху подведенная опора заканчивалась столиком, который болтами

скреплялся с усиливаемым ригелем.

Глава V
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ УПРУГИЕ ОПОРЫ
§ 12. УСИЛЕНИЕ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ПОСРЕДСТВОМ ПРОМЕЖУТОЧНЫХ УПРУГИХ
ОПОР
Усиление железобетонных элементов конструкций посред¬

ством устройства промежуточных упругих опор может быть вы¬

полнено весьма разнообразными способами.
Упругоопорные разгружающие конструкции принимаются по

форме наиболее удобной в достижении поставленных целей —

для увеличения в нужном размере первоначальной несущей

способности элементов, для наименьшего стеснения габаритов

и, наконец, для проведения минимальных реконструктивных ра¬

бот.
Упругие опоры представляют собой такие конструкции уси¬

ления, которые работают совместно с усиливаемыми изгибае¬

мыми элементами, создавая последним податливые промежу¬

точные опоры, 'поскольку сами являются -изгибаемыми эле¬

ментами, ■прикрепляемыми к основным несущим элементам

сооружения. Это создает перегрузку несущим элементам соору¬

жения, включая фундаменты, и иногда вызывает необходимость

в дополнительном усилении перегруженных элементов кон¬

струкций здания или сооружения.
Однако в большинстве случаев основные несущие конструк¬

ции — колонны, стены и фундаменты воспринимают добавоч¬

ную нагрузку без дополнительного усиления, что объясняется

местным характером производимого усиления, благодаря чему

увеличенная нагрузка на отдельных участках перекрытий при¬

ходит к несущим конструкциям перераспределенной, а потому

значительно уменьшенной.
89

Конструкции упругих разгружающих опор можно разбить

на три основных типа по роду работы.
Конструкции первого типа — это железобетонные балочные

и рамные системы, которые могут быть подведенными, т. е. под¬

пирающими усиливаемые элементы (рис. 33, а, 34, а), и на¬

кладными, поддерживающими последние (рис. 33,6, 34,6). Эти

конструкции выполняются исключительно в железобетоне, так

как, чтобы разгрузить железобетонную изгибаемую конструк¬

цию тоже изгибаемым элементом, необходима значительная

жесткость последнего.
На рис. 33, а представлена подведенная снизу усиливаемого

элемента упруго-балочная разгружающая железобетонная кон¬

струкция, которая прикреплена охватывающими хомутами

к колоннам каркаса и имеет в средине пролета подпирающий

упор. Такие подведенные балки отстоят от подпираемого эле¬

мента на расстояние 50—150 мм для удобства их бетонирова¬

ния, а подпирающие упоры выполняются после распалубки

элемента и его упругой осадки под влиянием собственного веса,

представляя собой простую подбетонку фиксированного места

собственно упругой опоры (или нескольких опор).
Прикрепляющие хомуты устраиваются наподобие опорных

хомутов, рассмотренных в § 3, и представлены на рис. 33, в, д.
Железобетонные прикрепляющие хомуты выполняются в об¬

хват колонн. На этом участке сказывается защитный слой бе¬

тона и оголяется арматура колонн, к которой привариваются

охватывающие стержни арматуры 'подводимых балок; после

чего устанавливаются короба опалубки и производится одно¬

временное бетонирование прикрепляющих хомутов и подведен¬

ных балок.
В некоторых случаях при больших нагрузках, помимо охва¬

тывающих стержней арматуры подведенных балок, к оголенной

арматуре колонн привариваются отрезки швеллеров, скрепляе¬

мые между собой приваренными к ним уголками, как это видно

на рис. 33, д.
На рис. 33, б показана конструкция накладной упругоопор¬

ной разгружающей балки, которая сооружается над усиливае¬

мым элементом. Такие балки бетонируются с зазором в 30—

50 мм над усиливаемой конструкцией, что достигается устрой¬

ством специальных опорных выступов у их концов (рис. 33,6).

Эти зазоры необходимы для независимой осадки накладных ба¬

лок после их распалубки. Упругоопорная система создается

установкой стяжных хомутов (рис. 33, б) между накладной и

усиливаемой балками, благодаря чему они работают совместно,

так как нижняя подвешена к верхней, получая дополнительно

промежуточную податливую опору.
Значительное увеличение разгружающего влияния подведен¬

ных или накладных балок достигается за счет устройства в ме-
90

S) 2
1- ж
IKSTI
1 : /' : ■ ; .
1ЕШ
7
Рис. 33. Конструкции

усиления в виде упру¬

гих опор, создаваемых

балочными элементами
а—подведенная балочная

упругоопорная конструкция;

б—накладная балочная уп¬

ругоопорная конструкция;

в—охватывающий хомут

прикрепления подведенной

балки; г—накладная балоч¬

ная упругоопорная конст¬

рукция с установкой клинь-

евого подъемного приспо¬

собления; д—охватывающий

хомут прикрепления из про¬

катных профилей для под¬

веденной балки
/—усиливаемая конструкция; 2—упругоопорная балочная конструкция; 3—упор, бето¬

нируемый после распалубки подведенной балки; 4—охватывающий хомут прикреп¬

ления; 5—вновь устанавливаемое оборудование; б—сколотый бетон; 7—охватываю'

щая арматура; 8— колонна, к которой прикрепляется подведенная балка; 9—армату¬

ра колонны; 10—натяжной хомут; //—клиньевое устройство; /2—приваренные к ар¬

матуре швеллеры; 13—приваренные к швеллерам связующие уголки; 14—опорные час¬

ти накладной упругоопорной балки; /5—приварено к арматуре колонны; 16—сварка

сте сопряжения с усиливаемыми элементами клиньевого подъ¬

емного приспособления, что для накладных балок показано на

рис. 33, г.
Для подведенных балок установка клиньевых домкратов

в месте их сопряжения с подпираемыми элементами устраива¬

ется аналогично рис. 23, ж, вследствие чего зазор между сопря¬

гаемыми конструкциями увеличивается до 250—350 мм.
Устройство накладных упругоопорных конструкций ввиду их

расположения поверх усиливаемых элементов может затруд¬

нить сообщение по перекрытию, поэтому их применение огра¬

ничивается возможностью расположения вне проходов и у стен,

а также в конструкциях не являющихся составными элемен¬

тами перекрытий.
Рамные подведенные упругоопорные системы представлены

на ipHic. 34, а, а накладная рамная конструкция изображена на

рис. 34, б. Как видно из этих рисунков, рамные конструкции

отличаются от рассмотренных выше балочных упругоопорных

систем значительно большей собственной жесткостью, благо¬

даря совместной работе ригелей с колоннами.
Ко второму типу упругих разгружающих опор относятся

конструкции подвесок и подпорок, которые могут выполняться

в железобетоне и металле, так как собственно подвески и рас¬

порки работают на растяжение или сжатие.
Усиление отдельных элементов сооружения или здания при

помощи упругих подвесок и подпорок возможно лишь в тех

случаях, когда выше или ниже усиливаемого элемента имеются

недостаточно загруженные элементы, которые можно при по¬

мощи подвесок или подпорок включить в совместную работу

с нуждающимися в усилении элементами, создавая единую

уравновешенную систему.
Таким образом усиление подвесками и подпорками является

ограниченно возможным способом.
Усиление с помощью железобетонной упругой подвески изо¬

бражено на рис. 34, в, где к недогруженной верхней балке при¬

креплена нижняя обвязка, на которую предполагается устано¬

вить новое оборудование.
Устройство сопряжения железобетонных и металлических

подвесок с несущими элементами-ригелями или балками пред¬

ставлено на рис. 34, г, д, где видно, что эта связь выполняется

на сварке соответствующими хомутами. Железобетонные под¬

вески бетонируются одновременно с хомутами прикрепления,

арматура которых в обхват надевается на оголенную арматуру

несущих элементов. В металлических подвесках элементы по¬

следней устанавливаются с боков несущей конструкции и на

сварке соединяются между собой поперечными коротышами из

прокатных профилей, образуя таким образом охватывающую

конструкцию оголовка.
92

Рис. 34. Конструкции усиления в виде упругих опор, создаваемых
рамами и подвесками
а—подведенные упругоопорные рамные конструкции; б—накладная упругоопор¬

ная рамная конструкция; в—подвеска усиления; г—охватывающий хомут подвес¬

ки из арматуры; д—охватывающий хомут металлической подвески усиления

/—усиливаемая конструкция; 2—упругоопорная рамная конструкция; 3—упор, бе¬

тонируемой после распалубки подведенной конструкции; 4—охватывающие хомуты

прикрепления к колонне каркаса; 5—охватывающий хомут подвески; б—сварные

швы; 7—опорная конструкция нового оборудования; S—натяжной хомут; 9—под¬

веска усиления; /0—сколотый до арматуры бетон; //—несущая балка; /2—под¬

лито цементным раствором
Нижние сочленения подвесок с усиливаемыми балками вы¬

полняются аналогично их верхним оголовкам.
Конструкции упругих подпорок идентичны подвескам, но

работают на сжатие, так как подпирают усиливаемые элементы

снизу, передавая часть их нагрузки на нижерасположенные не¬

сущие изгибаемые конструкции. Узлы соединений с подпирае¬

мыми элементами осуществляются одинаково с такими же со¬

пряжениями, как у жестких подведенных опор, что было иллю¬

стрировано на рис. 23, а, б, в. Наиболее удобно расположить

подвески или распорки в плоскости стен вне проходов.
Третий тип упругоопорных конструкций усиления представ¬

ляет собой специальные фермы усиления (рис. 35, а, б, в) и

комбинированные шпренгельные системы (рис. 35, д), выпол¬

няемые только в металле.
93

Наиболее удобны специальные металлические фермы уси¬

ления трех типов — треугольные с верхним горизонтальным

поясом, с нижним горизонтальным поясом и фермы с парал¬

лельными поясами. Конструкции всех ферм устанавливаются

с боков усиливаемого элемента и состоят из двух боковых час¬

тей, скрепляемых между собой соединительными планками

(рис. 35, а, б, в).
Треугольные фермы предусматривают возможность подпи¬

рать усиливаемый элемент в средине пролета, а фермы с парал¬

лельными поясами применяются при необходимости создать

упругие опоры в нескольких промежуточных местах пролета.

Создание фермами упругих опор достигается обычно устрой¬

ством прокладок между их верхними поясами и плитой пере¬

крытия непосредственно у боковых граней ребер усиливаемых

балок, причем в этих местах верхний пояс скрепляется с плитой

перекрытия при помощи стяжных болтов. При отсутствии про¬

кладок устраивается подливка цементным раствором.
В случае отсутствия плиты перекрытия сопряжение ферм

усиления с подпираемой балочной конструкцией может осуще¬

ствляться специальными охватывающими хомутами-оголов-

ками, ничем не отличающимися по своей конструкции от ого¬

ловков стоек или подвесок.
При усилении фермами промежуточных пролетов балок и

отсутствии колонн в створе установки ферм они подвешивают¬

ся на хомутах непосредственно к усиливаемым элементам. Такая

подвеска выполняется при помощи хомутов-подвесок, а сами

фермы удобнее применять с верхним горизонтальным поясом.
Когда усиливаемая конструкция опирается на колонны, то

рациональнее применять треугольные фермы с нижним гори¬

зонтальным поясом и прикреплять их непосредственно к колон¬

нам.
Для удобного прикрепления ферм к колоннам последние

окантовываются четырьмя уголками, которые связываются при¬

вариваемыми соединительными планками. Установка уголков

производится на цементном растворе по предварительно сколо¬

той по угловым граням поверхности колонн. Окантовка колонн

уголками доводится внизу до надежного упора, т. е. до пере¬

крытия или обреза фундамента, где заканчивается пятовыми

опорными уголками, подлитыми цементным раствором (рис.

35, г).
Окантовывающие уголки можно располагать не до низу, а

до ближайшей верхней конструкции, где они могут быть хо¬

рошо укреплены.
Для увеличения эффективности усиления треугольными фер¬

мами применяют также клиньевые домкраты, устанавливаемые

в месте подпирания усиливаемой конструкции. Для обеспече¬

ния плотного сопряжения треугольных ферм с усиливаемыми
94

Рис. 35. Конструкции усиления в виде упругих опор, создаваемых
фермами и шпренгелями
а—треугольная подведенная ферма; б—ферма с параллельными поясами; я—поднос¬

ная треугольная ферма; г—металлическая охватывающая обойма — опора фермы;
д—шпренгельная конструкция усиления

/—усиливаемая конструкция; 2—ферма усиления; 3—пробитое в плите отверстие

для прикрепления подведенной конструкции, заделываемое в последующем бетоном;

4—шпренгель усиления; 5—сварные швы; 6—уголки обоймы; 7—сколотый бетон с по¬

следующей заливкой раствором; S—стяжные болты; 9—места создаваемых упругих

опор; 10— места, подлитые раствором; 11—опорные охватывающие хомуты для при¬

крепления подведенной конструкции усиления; 12—центрирующая прокладка; 13—со¬

единительные планки; 14—полка уголка подрезана для пропуска балки
элементами без предварительного напряжения сначала при¬

крепляют средний верхний узел в месте будущего подпирания,

а затем опорные узлы ферм скрепляются с опорами окаймляю-
95

шими уголками колонн или элементами хомутов-подвесок, при¬

чем последние должны быть смонтированы заранее.
Указанный порядок монтажа треугольных ферм югтолне га¬

рантирует надежность и плотность их прикрепления к усили¬

ваемым элементам, если перед приваркой опорных узлов ферм

последние необходимо предварительно несколько подтянуть

вверх.
Разгружающие упругоопорные шпренгельные системы

устраиваются так, чтобы их верхним поясом служил сам уси¬

ливаемый железобетонный элемент. В этом случае конструкция

будет относиться к комбинированным системам (рис. 35, д).
Достоинством этого рода конструкции является большая

разгрузка основного элемента при простоте конструкции самого

шпренгеля. Для обеспечения совместной работы комбиниро¬

ванной шпренгельной системы, образованной из усиливаемого

элемента и подкрепляющих его тяжей и стоек, необходимо их

взаимное плотное и надежное сопряжение между собою, так

как это является решающим фактором действенности такой

системы.
В данных условиях, когда конструкция шпренгеля создается

подключением к основному элементу его составляющих, их не¬

обходимо иметь в наименьших количествах, чему соответствует

треугольная конструкция шпренгеля. Кроме того, следует

учесть, что шпренгель усиления является одиночной конструк¬

цией, не имеющей поперечных связей, а потому самостоятельно

должен обладать устойчивостью, чему также соответствует его

треугольное очертание.
Таким образом, для усиления конструкций следует приме¬

нять шпренгель треугольной формы как наиболее удовлетво¬

ряющий соответствующим условиям работы.
Наклон тяг шпренгеля принимается в пределах ^	/
к горизонту, а сами тяги для данных упругоопорных конструк¬

ций удобнее принимать из парных прокатных профилей, распо¬

лагаемых в обхват усиливаемого элемента.
На опорах шпренгель усиления прикрепляется к подпирае¬

мому элементу с помощью хомутов, выполненных из прокатных

профилей на сварке и охватывающих элементы, служащие опо¬

рами усиливаемой балки, позволяя таким образом создавать

надежные горизонтальные опоры.
Средняя стойка шпренгеля присоединяется к усиливаемому

элементу с помощью стяжных болтов, которые устанавливают¬

ся на приваренные с боков стойки специальные столики из от¬

резков уголков или швеллеров.
Монтаж шпренгеля усиления ведется аналогично монтажу

треугольных ферм. Сначала устанавливаются и закрепляются

опорные прикрепляющие хомуты; затем к усиливаемому эле¬
96

менту прикрепляется на болтах стойка с приваренными к ней

тягами из жестких прокатных профилей после чего тяги не-

сколько подтягиваются кверху и привариваются к опорным хо¬

мутам. Установка крайних опорных прикрепляющих хомутов

шпренгеля должна быть проведена особо тщательно; последние

должны плотно сопрягаться с элементами усиливаемой кон¬

струкции. Для этой цели необходимо сначала насечь поверх¬

ностный бетон, а после установки хомутов осуществить под¬

ливку соприкасающихся плоскостей цементным раствором.
С целью надежного включения установленного шпренгеля

в совместную работу с подпираемым элементом желательно

создать в системе предварительное напряжение, что можно осу¬

ществить при помощи установки клиньевого подъемного

устройства в месте сопряжения стойки с подпираемым элемен¬

том. Это дает возможность создать равномерное напряжение

во всей системе путем распирания ее только в одном месте.
Весьма просто создать предварительное напряжение в си¬

стеме путем взаимного стягивания между собой парных ветвей

наклонных тяг шпренгеля. Это осуществляется обыкновенными

болтами, поставленными в срединах пролетов каждой пары на¬

клонных тяг, для чего в последних просверливаются отверстия.
Взаимное стягивание тяг шпренгеля развивает в них напря-
чтобы полностью гарантировать достаточное предварительное

напряжение во всей комбинированной системе для включения

в совместную работу ее составляющих элементов.
Положительными сторонами усиления железобетонных кон¬

струкций упругоопорными системами являются:
простота выполнения конструкций усиления без необходи¬

мости производить сколько-нибудь значительную переделку

усиливаемых элементов;
большое разнообразие возможных видов упругоопорных

конструкций;
значительные возможности повышения первоначальной не¬

сущей способности усиливаемого элемента;
достижение постоянно полного использования несущей спо¬

собности усиливаемого элемента, что дает наиболее экономич¬

ные решения вопроса;
незначительное стеснение рабочих габаритов по высоте при

отсутствии стеснения последних по ширине;
возможность монтировать конструкции усиления без оста¬

новки производства.
Недостатками упругоопорных разгружающих конструкций

являются:
перегрузка основных несущих конструкций, что может иног¬

да потребовать и их усиления;
жение. Достаточно создать в тягах перегиб порядка
97

возрастание собственного веса конструкций усиления с по¬

вышением разгружающего действия, особенно касающееся кон¬

струкций ферм и железобетонных балочных и рамных конструк¬

ций, поэтому их эффективность может считаться только до

80% сверх первоначальной несущей способности усиливаемых

элементов;
незащищенность в пожарном отношении металлических кон¬

струкций усиления, что противоречит основным свойствам уси¬

ливаемых железобетонных конструкций и требует специальных

защитных мероприятий.
§ 13. РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

УПРУГООПОРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ УСИЛЕНИЯ
При проектировании и расчете различного рода упругоопор¬

ных разгружающих конструкций обычно приходится иметь дело

с совместным .расчетом подпертых и подпирающих конст¬

рукций.
Расчет на совместную работу элементов конструкций произ¬

водится путем приравнивания деформаций — прогибов в месте

их сочленения.
Для максимального упрощения расчета упругоопорных си¬

стем в табл. 1 и 2 приводятся расчетные формулы наиболее ча¬

сто встречающихся случаев загружения элементов.
Поскольку всякая сложная схема нагрузок представляет со¬

бой сумму отдельных простых схем загружения, то упомяну¬

тыми расчетными формулами легко пользоваться, делая набор

из приведенных в таблицах схем загружений.
Так как часто в железобетонных конструкциях приходится

иметь дело с неразрезными элементами или упруго и жестко

заделанными на опорах, то в расчетных формулах, приведен¬

ных в табл. 1 и 2, предусмотрен случай действия на упругоопор¬

ную систему произвольного опорного изгибающего момента—

Mq, величина которого может быть принята соответствующей

роду заделки.
Вспомогательные расчетные формулы позволяют определять

статически неопределимые величины X — усилий взаимодей¬

ствия между подпертым и подпирающим элементами для соот¬

ветствующих схем загружения. Формулы эти даны в табл. 1

для всех видов упругоопорных конструкций. Они приведены

к одинаковой простой форме, зависящей только от схемы за¬

гружения конструкций, причем коэффициенты Л и Б, введенные

в расчетные формулы, имеют различные значения, которые

даны в табл. 2.
98

Таблица 1
Расчетные формулы упругоопорных систем
Схема нагрузки
№
формул
Расчетная формула
49
х=о,тЯ1-Л+Б
53
80
81
82
83
Х =
да* (1,5/2 _Л2)
/з
А + Б
А
1
А + Б
При CL — ^
, А
i
А + Б
» CL — ^
А
А + Б
/
• а— ъ
А
А + Б
1
* а = 2
Р-
72
84
85
86

87
X:
ЗРа (/з — 1,33а2) Л
/з	' Л + Б
А	I
0,568Р«д £ при а = -g-
0.688Р
А + Б
» а — 4
88
—3Af(
on
I 'А + Б
99

Таблица 2
Вспомагательные коэффициенты расчетных формул
Схема системы
№
формул
Выражение для коэффициента
jjBnnrnnfcl,M.|
47
48
а = в2
Б = В,
-f р
с *-
100

Чтобы иллюстрировать ход вывода расчетных формул, све¬

денных в табл. 1 и 2, ниже приводятся такие выводы для раз¬

ных схем загружения по одному на каждый вид опорноупругой

системы.
Однопролетная балка, нагруженная равномерной нагрузкой,

подперта однопролетной балкой (рис. 36, а)
Прогиб подпертой балки
- _ bql±	ХР
*1~~ 3845, 48#! *
Прогиб подпирающей балки
/ _ Х1Ъ

J2 —
48Я2 *
Так как fi = fj, то
5 ql* _ XI* , XIз

~г
ШВХ тх ' 48£2 •
Решая относительно X, получим
Х== ~МГ ‘ вх + в2 =	вх + Въ *
Если обозначить
А = В2	(47) и Б = Ви	(48)
то окончательно будем иметь
Л' —0,625д1- аА б .	(49)
Однопролетная балка, нагруженная равномерной нагрузкой

на части пролета, подперта однопролетной рамой (рис. 36, б)

Прогиб подпертой балки
?1 = 48Вх	а2) ШГ ’
Прогиб ригеля подпирающей рамы
f _ ХР	0,75X1*
' 2 ~ 48Я2 16Яа (2/С + 3) ;
(50)
„ 0.75А78
,0~ 2(2/С + 3) ’
а прогиб (обратный) от двух опорных моментов
М0Р	0,75ХР
/=-
8В2 “ 16В2(2/С + 3) ‘
101

О)
/
lilllllllllllllllllllllllllllllltlllhl
Л.
N„ *
81
/
Вг
е
х1
' г
и	е	—J
г)
б)
Я
Вз
ко 1*|
я,
lilllllllM
/
Вг
у
к
е
1 1 1
Г г ~
~ о
Т J
1
7ТЫ
■в.
ТПГ,
Рис. 36. К выводу расчетных формул для проектирования упругоопорных
конструкций
а—балка, подпертая балкой; б—балка, подпертая рамой; в—балка, подпер-

тая треугольной фермой с нижним горизонтальным поясом; г—схема загруз¬

ки фермы системы «в» силой х; д—то же, единичной силой; е—балка, под¬

пертая треугольной фермой с верхним горизонтальным поясом; ж—схема за¬

грузки фермы системы «е» силой х; з—то же, единичной силой

Так как fi=f2, то
Я& /1 к 12 л2._ W I "Ж	0J5XP
3Bl Пл* а;~зв1 ~г зв2 В2-(2К + 3) •
Производя элементарные преобразования и решая относи¬

тельно X, получим
Y_ (1,5/2 — Л2)	2?2 (2/С + 3)
Л	/3	* В2 (2/С + 3) + (2tf + 0,75) '
Если обозначить
А = В2 (2/С + 3);	(51)
Б = В1 (2/С + 0,75),	(52)
то окончательно будем иметь
^2(1,5/2-02) Л	-
А — /3	'А + Б '	* ^
Однопролетная балка, нагруженная любой нагрузкой

и подпертая треугольной фермой с горизонтальным

нижним поясом (рис. 36, в)
Приняты следующие частные обозначения:
FH— площадь поперечного сечения наклонных поясов;
Fn— площадь поперечного сечения горизонтального пояса:

/V—'Площадь поперечного сечения стойки;
Nx — усилия в стержнях фермы от силы, равной 1 (единице);

7VX — усилия в стержнях фермы от силы, равной X (неизве¬

стной) ;
Lо—длина отдельных стержней;
F0—площадь поперечного сечения стержней;

а—угол наклона поясов.
Прогиб подпирающей фермы /2 под влиянием силы X опре¬

делим по (методу виртуальных работ Мора
л = я 4У* •	^
На рис. 36, г и 36, д указаны выражения усилий в ферме от

X и 1, а также длины отдельных стержней в функции от про¬

лета —' / и угла а наклона верхнего пояса. Пользуясь этими вы¬

ражениями, (можно будет найти /2 по формуле (54)
-1	—XI

ГЪрогиб подпертой балки
(56)
Здесь через /б обоз-начен прогиб подпертой балки от дейст¬

вия на нее соответствующей конкретной внешней нагрузки.
Поскольку /1 = f2> то приравнивая выражения (55) и (56),

получим
Произведя элементарные преобразования этого выражения,

будем иметь
f _ XI 24В (Fn + ?н cos3 а) + I2 sin a-sin 2a FHFnEa

J6 2 *	24B sin a*sin 2a F^F^E^	' (^7)
Приняв обозначения
Формула (57) примет вид
f _ Х1ЦА + Б)
J6~~ 48В-А *
а решая ее относительно неизвестного усилия X, получим
* = т$тW-	<60)
Это общее выражение (60) может быть решено для любого

конкретного случая загружения, если в него вставить соот¬

ветствующее значение f6.
При равномерной нагрузке на подпертой балке, когда
2 sin a-sin 2а-FHFnEa 48 В
XI (Fn + FH cos3 а) XIз
~	/7 I AQR
А — I2 • sin а • sin 2а FHFnEa;

Б « 24В (Ftt -f- FH cos3 а).
(58)
(59)
X __ 5ql*
Jb “ 0R4 f
“ 384B ’
по формуле (60) получим
vr _ 0,625ql - A

A - A + B
(61)

При действии на одной из опор подпертой балки опорного

момента — Моп, когда
f 	 МопР
j6~ 16 5 »
по формуле (60) получим
“/(Л+ 5) ‘
v ЗМ0ПЛ	/лл\
^ / / Л д. я\ •
Однопролетная балка, нагруженная любой нагрузкой

н подпертая треугольной фермой с горизонтальным

верхним поясом (рис. 36, ё)
Составим соответствующее формуле (55) выражение данного

случая (используя рис. 36, ж, з)
—1 cos о —X cos а
* I»
2 sin о	2 sin а
Л =	Те	Ь
Izar п
1	X	I	/-sina
2	sin а ’ 2 sin а ’ 2 COS а	^ ^ ^ ^ ’ 2*COS а
2	_	|_
E&Fн	EaFс
	 XI (FnFc + FHFC cos8 a + 2 sin3 oiFHFn)
2	sin а • sin 2a • FnFHFcEa
Соответственно формуле (57) для рассматриваемого случая.
/«=4^х
ч/ 245 (FnFc + FHFC cos3 a -f 2FHFn sin3 a) + /2 (sin a• sin 2aFnFHFcEa)
X	245 sin a • sin 2aFnFHFc E%	' ' *
Приняв
A «* I2 (sin a • sin 2a • FnFHFcEa);	(64)
£ = 245 (FnFc + /у*. cos3 a + 2/^, • sin3 a),	(65)
формула (63) примет вид:
f я-	.	(66 У
■'в 485- А ’	1°°'
V-	 485Л -/б	/А7\
Л“" /з(Л + 5> *	^ '
Решая это общее выражение (67) для любого случая за¬

гружения и подставляя соответствующую величину f6, можно

определить искомую статически неопределимую величину X.
Ш

Однопролетная балка, нагруженная сосредоточенным грузом

и подпертая треугольным шпренгелем (рис. 37)
Приняты частные обозначения:
/у—площадь поперечного сечения тяжей шпренгеля;
Fc — площадь поперечного сечения стойки шпренгеля.

Прогиб балки, подпертой ш гарен гелем
/>--Хр
48В *
Осадка /2 шпренгеля от его упругих деформаций, укороче¬

ния стойки и удлинения тяжей соответственно по формуле (54)
1
х
I
2 Sin а
2 sin а
2 COS а
EJF-
а1 т
+
(—!)•(—X)'l'tg а
XI
+
A'-Z-sin а
2EaF с

XIFC + 2XI sin3 aF-r
4 Sin2 а • cos а • EaFT ' 2cosaEaFc 4 sin3 a «cos aEaFiFc
Xl(Fc + 2sltfa-Fr)
4 sin2 а • cos a EaFrFc
Прогиб подпертой балки
Л=/б-
XI3

48В •
(68)
(69)
Здесь через /б обозначен прогиб подпертой балки от дейст¬

вия на нее соответствующей конкретной внешней нагрузки.
Поскольку f 1= f2> то, приравнивая выражения (68) и (69),

получим
- 	 XI (Fc + 2 sin3 aFT)
У б 4 sin2 а • cos aE^F-iFc
XI*

48В ‘
Рис. 37. К выводу расчетных формул для проектирования упругоопорной
щпренгельной системы усиления

а—схема загрузки шпренгеля силой х; б—схема загрузки шпренгеля единичной Силой
106

Произведя элементарные преобразования этого выражения,

будем иметь
. 	 у* 12В (Fc + 2 sin3 aFT) + I2 sin2 a• cos aEaFTFc
~ AL	48В sina a• cos aEaFTFc	*
Решим это выражение относительно неизвестного уоилияХ

у	 /б	48Bsin2a.cosa-£a/:,x/:’c
~~ “Т~ ’ 12В (Fc + 2 sin3 а • FT) + /3 sin2 а • cos а • EaFTFc

3Pa(l2— 1,33л2)	/2*sln2 a-cos aEzFTFc
13	12B (Fc + 2 sin3 a'Ft) -f- /2 sin2 a cos a E&FTFC
Приняв
Л = /a sin2 а • cos а • E&FtFc\	(70)
£== 12# (/^+ 2 sin3 a-/*,),	(71)
получим
Y_ 3Pa(/2 — 1,33a2)	Л	,?2)
13	Л + Б	'
В упругое п op но й шпренгельной системе возникает рас-

пор — Н, который равен
Н=-Л—.	(73)
2 tg a	v '
Определим жесткость железобетонных элементов, величина

которой входит в приведенные расчетные формулы.
Жесткость— В для изгибаемых элементов дается в СНиП

II-B.1-62 ф. (184) в удобной форме, что касается жесткости

внецентренно сжатых элементов, то для них в формуле (173)

СНиП II-B.1-62 приводится кривизна, но не жесткость.
Однако в расчетах усилений приходится иметь дело с шпрен-

гельными системами, в которых усиливаемый элемент после

устройства шпренгеля превращается во внецентренно сжатый,

поэтому необходимо иметь соответствующее выражение жест¬

кости.
В связи с отмеченным выведем выражение жесткости, исходя

из упомянутой формулы (173) СНиП, для чего преобразуем

последнюю так, чтобы кривизна являлась функцией только

заменяющего момента.
В данном случае, приведем принятые в СНиП обозначения,

отличающиеся или отсутствующие в приведенных основных обо¬

значениях:
М3 — заменяющий момент относительно центра тяжести рас¬

тянутой арматуры элемента;
Afc — продольное усиление, сжимающее элемент;
107

фа-^- коэффициент, учиты¬

вающий работу растя¬

нутого бетона (Между

трещинами, опреде¬

ляемый по формуле

(180) СНиП;
—	коэффициент, учиты¬

вающий неравномер¬

ность (распределения

деформаций крайнего

волокна сжатой гра¬

ни сечения на участ¬

ке между трещинами,

численно ра-вный 0,9;
Рис. 38. Определение заменяющего

момента
я—при прямоугольном сечении; б—при

тавровом сечении
v — отнош ен и е yin р уг о й

части деформации

крайнего волокна сжа¬

той грани сечения к

полной его деформа-

4|^и, включающей все
виды неупругой деформации бетона (при пользовании

формулой (172)—0,5; формулой (173)—0,45; а при дли¬

тельных нагрузках—0,15);
Y — величина, определяемая по формуле (175) СНиП и учи¬

тывающая тавр в сжатой части сечения, а при прямо¬

угольном сечении — наличие сжатой арматуры F& при

отсутствии последней y' = 0;

р —р а ди у с нр ив и з н ы;
Формула (173) по СНиП II-B. 1-62, определяющая кривизну

внецентренно сжатого элемента, имеет вид
р Ziho [ EaFa ' (Y + 5) bh0E& J h0 ' .£а^а
На рис. 38 представлен железобетонный элемент при дей¬

ствии на него изгибающего момента М и центрально сжимаю¬

щей силы N с, что равноценно действию одной внецентренно

сжимающей силы Nc с эксцентрицитетом е0, т. е. M = Nce0t

а относительно центра тяжести растянутой арматуры — дейст¬

вию одною заменяющего момента
р
M3 = Nce,
где при прямоугольном сечении по рис. 38, а

е = е0 + 0,5Л — а = е0 + h0 — 0,5Л,
108
(74, а)
(74, б)

при тавровом сечении по рис. 38, б
6 — 6q -J- Л0 у\	(74, в)
у — расстояние до центра тяжести сечения от сжатой грани.
Преобразуем последний член приведенного выражения кри¬

визны СНиП (173), для чего введем в его числитель и знаме¬

натель произведение ezi (этот член останется неизменным),

тогда получим
1	_ Г фа ,	Фб 1 _	_ Фа
р Zlho ‘ [ EaFa ^ (f + 5) bh0E6v J	EaFa
__	# Г Фа J	Фб	] _ M3 ' фаг1 _
' [ EaFa "r + S) bhoE64 J h^Zi * EaFae
_ Мг Г фа |	фб	Фа*1 1
[ £а^а ' (Y + 5) bhoE^ EaFae J
= _л^_ r_j^ Л _ , 	fa	1
Zi/r0 [ EaFa \ e )* (f + t) bh0E& J *
Отсюда жесткость
D 	 M3 __ 		*1^0	 ,
' _L	j. £L\ Фб ’
P	H.f. \ + ej + (f + i) bh„E6-*
г1 = Л0-015(т' + «)Ло = А0[1-0,5(т' + *)]
(см. рис. 37,6).
При вычислении фа по формуле (179) СНиП в последнюю

входит отношение
м’
т = -jj- формула (182) СНиП,
где
К = R* + Nc(y- о,5А05)	(78)
(для прямоугольного сечения */=0,5/i);
Mc = M + Nc(y-0t5hJi).	(79)
Произведя вывод формулы (76), следует заметить, что в

данном случае определение таким образом жесткости при вне-

центренном сжатии может быть допущено только как прибли¬

женный прием до более обоснованного решения этого вопроса

в нормах.
109
(75)
(76)
(77)

§ 14. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА

УПРУГООПОРНЫХ КОНСТРУКЦИИ УСИЛЕНИЯ
Рассмотренные виды у п,р у топорных систем усиления

(см. § 12) являются элементами, упруго подпирающими или

поддерживающими усиливаемые элементы и работающими

совместно с последними.
Доля участия в совместной работе двух соединенных воедино

конструкций зависит от их жесткости. Последнее обстоятель¬

ство открывает широкие возможности в проектировании уси¬

лений при посредстве упругих опор, так как позволяет в тре¬

буемом объеме задавать жесткости разгрузочных элементов и

таким образом в необходимой степени разгружать усиливае¬

мые элементы, чтобы новая эпюра изгибающих моментов в них

не выходила за пределы первоначальной.
За основу расчета совместно работающих элементов прини¬

мается равенство деформаций обеих конструкций.
Перераспределяться между подпираемой и подпирающей,

или поддерживающей конструкциями будут лишь те усилия,

которые начнут действовать на сочлененную систему только

после соединения их между собою и включения в совместную

работу.
Для наиболее эффективного использования упругоопорной

конструкции необходимо сначала максимально разгрузить

усиливаемый элемент сооружения, а затем подвести под него

подпирающую опорную конструкцию и связать между собой,,

создав этим единую совместно работающую систему.
В некоторых случаях возможна искусственная разгрузка

усиливаемых конструкций, что выполняется до ее сопряжения

с упругой новой опорой путем подъема конструкции домкра¬

том. Разгрузка возможна также при помощи клиньевых подъ¬

емных устройств, устанавливаемых непосредственно на под¬

веденной конструкции.
Сами упругоопорные конструкции должны быть обязательно

проверены на прочность по поперечным силам в местах устрой^,

ства сопряжения с усиливаемым элементом. Величина попе¬

речных сил в усиливаемых элементах при упругих опорных

конструкциях бывает всегда значительно меньше, чем при

жестких опорах, и обычно не превышает допустимых ве¬

личин.
Обязательна проверка на срез опорных узловых сечений ос¬

новных несущих конструкций в тех местах, где располагаются

непосредственно давящие опоры упругоопорных систем. Такая

проверка нужна, например в сечениях а-а по рис. 34, айв.
Общий ход решения поставленной задачи по определению

требуемой жесткости, соответствующей упругоопорной конструк¬

ции, сводится к следующим четырем этапам:
110

L Выявлению и построению первоначальной расчетной эпю¬

ры изгибающих моментов реконструируемого элемента сооруже¬

ния.
2.	Построению эпюры изгибающих моментов в усиливаемом

элементе от загрузки его только дополнительной нагрузкой

после реконструкции.
3.	Определению величины реакции упругой опоры, которую

нужно приложить в месте этой опоры, чтобы создать должную

разгрузку подпираемой или подвешиваемой конструкции.
4.	Определению жесткости новой опорной конструкции с та¬

ким расчетом, чтобы она обеспечила появление реактивной силы,

необходимой для разгрузки усиливаемого элемента.
Первые три этапа проектирования выполняются без особых

затруднений.
Первоначальная эпюра изгибающих моментов определяется

по рабочим чертежам усиливаемого элемента. В случае отсут¬

ствия рабочих чертежей по нижней грани балки пробивают по¬

перечные борозды для выявления количества арматуры.
При неразрезной конструкции аналогичные борозды проби¬

ваются так же по верхней грани балки в приопорных участках.

На основе такого обследования легко восстановить картину пер¬

воначальной эпюры изгибающих моментов по фактическому

армированию.
Величина реакции упругой опюры легко находится в том слу¬

чае, когда она вызывает такой же изгибающий момент — М в

средине пролета усиливаемого элемента, какой вызывает там

дополнительная нагрузка после реконструкции, но действую¬

щий в противоположном направлении.
Таким образом, при однопролетной балке эта реакция упру¬

гой опоры будет
„4 М

л ~~ I '
а при неразрезной балке
X =4- [М — 0,5 (AffJ + AfJ)l,	(90)
где Mq и Ж о — опорные моменты левой и правой опоры.
Четвертый этап требует совместного расчета на общую де-

фор1мацию (прогиб) в месте сопряжения обеих конструкций.

Зная жесткость усиливаемого элемента, а также величину за¬

данной реакции упругой опоры, можно определить жесткость

упругоопорной конструкции.
Большое упрощение этого (последнего) этапа проектирова¬

ния достигается использованием расчетных формул, приведен¬

ных в § 13.
111
(89)

Для определения необходимой жесткости шпренгельных си¬

стем или ферм разгружения приходится предварительно зада¬

ваться сечением каких-либо элементов, определяя другие.
После такого предварительного подбора сечения элементов

следует проверить их соответствие действующим усилиям.
Сечения элементов рассмотренных металлических фермен¬

ных разгружающих конструкций получаются обычно значи¬

тельно большими необходимых по усилиям, так как системы эти

должны обладать определенной жесткостью, что главным об¬

разом влияет на увеличение их поперечных сечений.
Следует отметить некоторую особенность проектирования

шпренгельных разгружающих конструкций, заключающуюся в

том, что величина реакции упругой опоры не может быть най¬

дена непосредственно, как для остальных систем. Это объяс¬

няется тем обстоятельством, что в шпренгельной системе воз¬

никает сжимающая сила, которая влияет на степень разгруже-

ния усиливаемого элемента, а поэтому здесь приходится иско¬

мую опорную реакцию упругой опоры находить последователь¬

ным приближением.
Сначала находят величину реакции упругой опоры без учета

сжимающей силы, затем несколько уменьшают найденную реак¬

цию с учетом дополнительной разгрузки от возникающих сжи¬

мающих сил. После этого производят расчет системы и при не¬

обходимости вводят последующие новые коррективы, если при¬

нятое уменьшение реакции упругой опоры не будет достаточным.
Для первого приближения, обычно достаточного, можно ре¬

комендовать уменьшение найденной реакции — X упругой опоры

на величину
_ <1,8Xh

*°~ Mg а *
где а — угол наклона тяг шпренгеля.
Пример 11. Рассмотрим случай усиления главной балки

ребристого перекрытия посредством подведения опорной рамы,

создающей опору в средине пролета этой главной балки. Схема

расчетных нагрузок как действующих, так и дополнитель¬

ных Р= 4 т, действие которых намечено после реконструкции,

представлено на рис. 39, а.
На рис. 39,6 'показано сечение главной балки с включением

плиты перекрытия в соответствии со СНиП 1ЬВ.1-62 я. 7.18.
На рис. 39; в иллюстрируется расчетная эпюра изгибающих

моментов усиливаемого элемента.
Эпюра изгибающих моментов, возникающая в балке от до¬

полнительной нагрузки после реконструкции элемента, изобра¬

жена на рис. 39, г.
На основе последней эпюры легко определить необходимую

величину реакции дополнительной упругой опоры с таким рас-

a) Jn Зп Зн Зм
PlPlP
Ьп°Ш
B2
“Ш
М2*
b-35
%-5ф2?-!9с*г
J-3310scm*
«
,w
’A'W
четом, чтобы впослед¬

ствии новая эпюра

изгибающих моментов

не выходила за преде¬

лы первоначальной

суммарной эпюры

рис. 39, в.
Эта .реакция, оче¬

видно, должна вызы¬

вать отрицательные из¬

гибающие моменты та¬

кой величины, чтобы

в четвертях пролета

они были не меньше,

чем на эпюре по рис.
38, г, что показано на

рис. 38, д.
Пользуясь этой последней эпюрой по формуле (89), легко

найти искомую величину реакции
Ш 4-36
Рис. 39. К примеру усиления главной балки

ребристого перекрытия посредством подведен¬

ной рамы
а—система усиления и схема нагрузки на главную

балку; б—сечение главной балки; в—расчетная эпю¬

ра изгибающих моментов до реконструкции; г—эпю¬

ра изгибающих моментов от дополнительной нагруз¬

ки, действующей после усиления; д—эпюра изги¬

бающих моментов от разгружающего действия ре¬

акции упругой опоры; е—эпюра изгибающих момен¬

тов главной балки после проведения реконструкции
(усиления)
/
12
= 12 т.
Определив необходимую величину реакции подведенной уп¬

ругой опоры и применяя расчетные формулы (50), (51), (52),

(49), (87), (85), приведенные в § 13, находим нужную жест¬

кость подведенной рамной системы в зависимости от жесткости

подпираемой (усиливаемой) балки, которая всегда известна.

Имеем
X - X, + 2Х% +
где Хи Х2, Хъ — соответственно обозначают реакцию упругой

опоры, определяются по формулам (49), (85), (87).
Подставляя числовые значения нагрузок и величины про¬

лета в упомянутые формулы, получим
РА
А + Б
0,625-1,5-12Л
~ А + Б
Так как Х=\2 т, то
0,625?/ •А . 0 0,688А4 .
“Г ^ Л 1 с г
+
А + Б
2-0,688-4,0-Л

А + Б
А + Б '

, 4,0-А
А+Б
12«
(11,25 + 5,50 + 4,00) А
А + Б
20J5A

А + Б
12
20,75
А + Б
=0,579.
5-1992
ИЗ

Подставляя из (51) и (52) значения А и В, получим
О	S7Q =	#2 (2k + 3)
* В2 (!2k + 3) + Вх (2Л + 0,75)
или
Вх ~	2£ + 3 *
Если для рамы, являющейся упругоопорной конструкцией

усиления, задаться отношением жесткостей, то, используя фор¬

мулу (50), можно определить величину — k, а следовательно,
и ^ , откуда по известной для усиливаемой балки жесткости
Вj найдем искомую жесткость В2 ригеля рамы.
Чтобы показать нахождение жесткости ригеля рамы — Въ

зададимся отношением
в2 л	в,
—	1; или = 2.
В3	вл
Тогда по формуле (50) будем соответственно иметь
к = -т- -|г=4-1=0-33-
или
к=т- тг = 4-2 = 0-67-
Из вычисленного выше выражения легко найдется отноше-

ние	при k = 0,33
_|2_ = 1.37 (0,67 + 0.75) = 0)53. Вг = 0(53Bi ■
о,и/
или при & = 0,67
А- = 1-37(1^ + ?'75)- = 0,66; В2 = 0,66В,.
Вычислим теперь жесткость подпираемой балки по данным

рис. 39,6, пользуясь формулой (184) СНиП II-B. 1-62; бетон

М200 и Е6 =i2,65 • 105 кг/см2, а арматура 5 0 22—Fa =19 см2

периодического профиля.
Е& 2Д *106 О	19 А ЛААЛО
П ~ ~ 2,65 • \(У> ’	400- 70 —
г
В коэффициент армирования введена ширина полки Ьп =400сл»

так как x<.hn =8 'см, поэтому -у/==0.
114

По формуле (177) СНиП при Rl =180 кг/см2
г 	 М 	 3 600 ООО 	л noftfi
ь' hlRH ~ 400-762.180 ~и»иио°-
ип "о и
По формуле (178) СНиП

Т—0, поскольку -у' = 0.
По формуле (176) СНиП получим
Е c=	!	=	!		 =п 044
5	1 +51	1 + 5*0,0086
1,8	+ 10{л-л	1,8 + 10-0,00063-8
По формуле (174) СНиП найдем
z, = Ao(l - -|") = 76 (l -	74 см.
При / = 33-105 см4 и у—22 см (см. рис. 38, б)
1V7 1	33-105 гг—	О
^0— h — y	80 — 22 ~	см *
По табл. 34 СНиП yo = 1,75, тогда
1^бт = То * = 1,75.57 000 = 99 500 см\
По формуле (181) СНиП при Rp =16 кг/см2 получим

Мбт = 0,8 • W6t /?» = 0,8 • 99 500 • 16 = 1 270 000 кг • см.
По формуле (179) СНиП при 5 = 0,8 (п. 9.7 СНиП)
» ч о п Мбт 	 -I о п q 1 270000 	-j
Фа — 1,3 — 5 м — 1,3 — 0,8 з боо ооо — >02,
так как -фа > 1, то принимаем г|?а =1.
По формуле (184) СНиП при *фб=0,9 и v=0,15 найдем
Ло*1
В
Фа	Фб
^а^а Zbfl0Eov
=	j	—go	—133-109 кг см2.
2,ЫО6-19 + 0,044-400-76-2,65-105-0,15
Теперь можно определить необходимую жесткость ригеля

рамы под/пирающей конструкции, так как при 6=0,33
В2 = 0,53-133-109 = 705-108 кг см\
при & = 0,67
В2 = 0,66-133-109 = 879-108 кг см2.
5*
115

Чтобы определить поперечное сеченияе ригеля, приходится

делать пробные подборы, проверяя соответствующие жесткости,

так как прямого способа нахождения сечения по нужной жест¬

кости нет.
Пробными подсчетами выбрано сечение ригеля 6 = 35 см;

h = 80 см; h0=‘ 76 см; /%,= 15,7 см2—5 020 ст. А. II, бетон М 200.
Для k = 0,33 в средине пролета ригеля рамы изгибающий мо¬

мент по расчету будет М = 27 тм 'при действии упругого отпора

подпираемой балки величиной Х=\2 т и собственного веса ри¬

геля.
По СНиП II-B. 1-62 разд. 9 для намеченного сечения ригеля

определим жесткость
По табл. 34 СНиП у0=1,75, тогда
W6T = то W0 = 1,75 • 37 400 = 65 500 см\
По формуле (181) СНиП при /?р =16 кг/см2 будем иметь
По формуле (177) СНиП при R" =180 кг/см2

г	М	2 700 000
=0,075.
bh2Rl ~ 35-762.180
По формуле (178) СНиП — Т=0.

По формуле (176) СНиП найдем
	i	—о 212
1	+5.0,075
1,8	+ 10-0,0059.8
По формуле (174) СНиП получим
М6т = 0,8 • 1ГбГ • /?£ — 0,8 • 37 400-16 = 480 000 кг-см.

По формуле (179) СНиП при s=0,8 (п. 9.7 СНиП)
116

Так как получилось яра> 1, следует принять oJ?a = l. Тогда

по формуле (184) СНиП при (фб=0,9 и v = 0,15, получим
Ml
+
EaFa “ ibhoEtf
76-68
1
2,1	-106-16,7 + 0,212 • 35 • 76 • 2,65 ♦ 105 • 0,15

= 735.108 кг см2 > 705-108 кгсм2.
Таким образом, поставленная задача выполнена для £=(0,33,

подобрано сечение упругоопорной рамной конструкции (для

£=.0,67 сечение ригеля рамы — 6 = 35 см, Я=85 см, вычисление

не приводится).
На рис. 39, е изображена окончательная расчетная эпюра в

усиленной балке после проведенной реконструкции.
Пример 12. Рассмотрим за¬

дачу, когда на балку действует

только постоянная нагрузка, по¬

скольку в этом случае имеется

некоторая специфика расчета.
Примем схему предыдущего при¬

мера при действии одной только

расчетной постоянной нагрузки

g = 2,0 т/м с назначением после

реконструкции действия допол¬

нительной расчетной нагрузки

из трех сосредоточенных грузов

6 = 4,0 г; как это показано на

рис. 40, а.
Расчетная эпюра изгибающих

моментов до реконструкции

представлена на рис. 40, б, а эпю¬

ра от дополнительных грузов—

на рис. 40,б.
Чтобы впоследствии догру¬

зить главную балку грузами,
G = 4,0 т, необходимо предвари¬

тельно ее разгрузить, приподняв

при помощи клиньевого домкра¬

та, и развить давление в 12 г,

так как в этом случае в четвер¬

тях пролета подпертой балки по¬

явятся разгружающие моменты
0,9
5)
^ Й-

^
G и и -ч ГГ/
а) з.о 3,0 Ъ .3.0
1 Г П 1
liiniiniiHinuiniiHnminiiniiiiiiiuil
[k
--4,0 45г
mm—
6) I
• I ~ 12,0 зДя
Ч]
a
it-i
■ s?-
г ^
Рис. 40. К примеру усиления

главной балки ребристого пе¬

рекрытия посредством подве¬

денной рамы и при действии

только постоянной нагрузки
а—система усиления и схема на¬

грузки на главную балку; б—рас¬

четная эпюра изгибающих момен¬

тов до усиления; в—эпюра изги¬

бающих моментов от дополни¬

тельной нагрузки, действующей

после усиления; г—эпюра изгибаю¬

щих моментов от давления дом¬

крата; д—эпюра изгибающих мо¬

ментов в подпертой балке после ее

подъема домкратом; е—результи¬

рующая эпюра изгибающих мо¬

ментов в подпертой балке после ее

усиления и действия дополнитель¬

ной нагрузки
117

по величине равные моментам, возникающим от догрузки бал¬

ки дополнительными грузами G = 4,0 т. Эпюра от разгрузки

изображена на рис. 40, г.
Подъем балки необходимо произвести после того, как будет

распалублена подведенная рамная опора, причем поднять уси¬

ливаемую балку от занимаемого положения необходимо на
5	мм, не считая происходящего одновременного прогиба ригеля

рамы, величина которого легко определится после того, как

будет найдена его жесткость.
На рис. 40,(9 представлена эпюра изгибающих моментов в

подпертой главной балке после окончания ее подъема.
При проектировании подведенной рамной опоры необходимо

назначить ее жесткость с таким расчетом, чтобы после подъема

домкрата и загрузки балки дополнительной нагрузкой реакция

упругой подведенной опоры 'сохранила величину, рав¬

ную 12 г.
После окончания подъема домкрата, в месте его приложения

возникнет сила Q = 12 т, которая будет стремиться вернуть под¬

пертую балку в первоначальное положение и окажет в свою

очередь противодавление на ригель рамы, что необходимо учи¬

тывать при расчете последнего.
Таким образом, в месте устройства подпирающей упругой

опоры на ригель рамы после загрузки балки дополнительной

нагрузкой будет окончательно действовать давление
В этом случае влияние нагрузки ^=2,0 т/м, действующей

на балку, учтено при включении в расчет ригеля груза Q = 12 т.
Чтобы определить искомую жесткость элементов рамной

опорной конструкции, воспользуемся расчетными формулами

(50), (51), (52), (85) и (87) § 13, с помощью которых легко про¬

изводится соответствующий расчет.
Так как величиной Х=12 т мы задались для получения над¬

лежащего эффекта, то получим
G+Q = 4+12= 16 т.
2	• 0,688(L4 (G + Q) А

А+Б + А + В
2-0,688-4-Л + Ш
21,504Л

А+Б *
А + Б
Откуда
118
1

Подставляя в полученное выражение значение А и В по

формулам (51) и (52) будем иметь
	В2 № + 3)		 Q
В2 (2k + 3) + Вх (2k + 0,75) “■ и,ио’
0,56^ (2к + 0,75) = 0,44£2 (2k + 3)
или
В2 	| 2 # + 0,75
Вх	2k + 3 *
Из формулы (50) имеем
и	 h В2 	 4 В2 	 ^ QQQ В2
k~ I ' В3 ~~ 12 ' В3 — 0,666 В3 *
Если задаться соотношением
В2 = В3, то k — 0,333
или
В2 = 4В3, то k = 1,333.
В этих случаях найдем
В
2__ 1,27 (0,67 + 0,75)_ = 049, 5^0,496!
Вх	3,67

или
В% 	 1,27 (2,67 -f- 0,75) 	^ ni. d 	n 77D
"НГ “	5^7 — *7 ’ 2 °»77^1 •
Зная величину ^i = 133• 109 /сгсж2 (см. пример И), получим:

£2 = 0,49-133-109 = 65-10° кгсм2
или
= 0,77-133-109 = 102-109 лтгсл*2.
В дальнейшем, чтобы определить сечение элементов рамы

следует поступить, как и в расчетном примере 11, т. е. пробными

расчетами найти эти сечения, что мы здесь опускаем.
Заметим только, что полученные жесткости В2 — ригеля

рамы в настоящем примере несколько меньше, чем в расчетном

примере И, где благодаря наличию временной нагрузки не

надо было .применять подъем домкратом.
Окончательная эпюра расчетных изгибающих моментов в

усиленной главной балке представлена на рис. 40, е.
Пример 13. Рассмотрим случай усиления среднего про¬

лета неразрезной трехпролетной балки сечением 25x50 см при

помощи разгружающих конструкций трех типов — двух тре¬

угольных ферм и шпренгеля, что даст возможность судить об

эффективности каждого из них в условиях одинаковой работы.
На рис. 41, а дана схема расчетной нагрузки, действующей

на балку до и после усиления. На рис. 41,6 — расчетная эпюра
119

У) 'р=2,30т/т р р--2,50т
9*9* \ \ lOSJSSb
1**91 'Ш1

•$<50
& s
N
N
\?
«)
-п,91
'W

**w +SJ7 6,f9
*)
'0,55 nc

■ | ,
*0,22 +Ш \/1Ц0т
4
in « 200
1
h„'A
*50
Ъ*24Ксмг; ^2mz^4p/^%Jz^;oS
См*
Рис. 41. К примеру усиления трехпролетной неразрезной балки
а—схема балки и нагрузки; б—расчетная эпюра изгибающих моментов; в—расчетная

эпюра поперечных сил; г—эпюра расчетных изгибающих моментов от дополнительной

нагрузки, действующей после усиления; д—эпюра изгибающих моментов от единичной

разгружающей силы; е—эпюра изгибающих моментов от постоянной нагрузки; ^—рас¬

четная результирующая эпюра изгибающих моментов при усилении среднего пролета

ферменными конструкциями; з—результирующая эпюра поперечных сил при усилении

ферменными конструкциями; и—расчетная результирующая эпюра изгибающих момен¬

тов при усилении шпренгелем; к—результирующая эпюра поперечных сил при усилении

шпренгелем; л—поперечное сечение балки в среднем пролете

изгибающих моментов от комбинаций постоянной и временной

нагрузок до усиления.
На рис. 41,в показана эпюра расчетных поперечных сил до

усиления балки.
На рис. 41, г представлена эпюра изгибающих моментов, ко¬

торые возникли бы в балке от ее загрузки только дополнитель¬

ной расчетной нагрузкой Я=2,5 т после реконструкции среднего

пролета. •
На рис. 41,(9 изображена эпюра моментов от единичной раз¬

гружающей силы, приложенной в средине усиливаемого про¬

лета. Из этой эпюры легко установить полную величину раз¬

гружающей реакции проектируемой упругой опоры той или

иной системы. Величина этой упругой реакции определится из

условия полной разгрузки дополнительных усилий от эпюры по

рис. 41,г, тогда получим
■у 3,00 г чг

~ 0,55 “ * Т'
Зная величину этой разгружающей реакции и применяя со¬

ответствующие расчетные формулы § 13, легко найдем нужные

сечения элементов упругоопорных систем, что проделано не¬

сколько ниже.
Здесь же заметим, что в устанавливаемых металлических

ферменных конструкциях усиления сечения всех элементов ре¬

шетки принимаются обыкновенно однинаковьгми, что в значи¬

тельной степени облегчает расчетную задачу.
Треугольная ферма с горизонтальным нижним поясом

и уклоном верхнего пояса а = 20°
Чтобы вести расчет, используя расчетные формулы §13, опре¬

делим сначала жесткость среднего пролета балки в его средине

по разделу 9 СНиП II-B. 1-62 по рис. 41,л. Итак 6=25 см;
bh =200 см; Я = 50 см; h0 = 46 см; hn = 7 см; бетон М200;

£"6=2,65* 105 кг-см2; арматура из стали A-II F а = 6,2 см2—40 14

(периодического профиля).
tj 	 	 ^,1 * Ю6 	 о.
а~ Еб ~ 2,65-105
** = ~Ь= 200 • 46 = 0’00065*
В коэффициент армирования введена ширина полки тавра, так

как x<hn =7 см, поэтому -у' = 0 (см. п. 9.7 СНиП II-B.1-62).
121

По формуле (177) СНиП при ^и=180 кг{см2
1 - - М	687 ООО 	 ~ QQQ
b'nhlRl 200-46М80
По формуле (178) СНиП Г=0, так как y'=0.
По формуле (176) СНиП получим
*= ~ 1 + 5L = ~~ 1 +5 0,009 = °»°465.

1,8 + 10цл	1,8 + 10-0,00065-8
По формуле (174) СНиП найдем
zi = 	1”) = 46 (l	= 45 СМл
При /=400 000 см4 и у = 14,5 см
ту/	I 	 400 000 	 4 4 ПЛЛ О
w* = -h=r=n=T&-11300 сж
по табл. 34 СНиП y0=1,75, тогда
1^бт —Те1.75-11 300 = 19700 см3.
По формуле (181) СНиП при /?£ = 16 кг!см2 получим
Мбт = 0,8 • W6TR* = 0,8 • 19 700 • 16 = 252 000 кг * см.

По формуле (179) СНиП при 5=0,8 (п. 9.7 СНиП)
*’= 1-3 - s ^ =1-3 - °’8 ^§ш-= 1-007-
так как i|?a>l, то принимаем tya = l.
По формуле (184) при *фб=0,9 и v=0,15 найдем
Bt = - h6Zi
Фа	Фб
■£aFa tbhoEtf
46,45		= 159-Ю8 кг-см?.
1	0,9
2,1	-106-6,2 + 0,0465-200-46-2,65-105-0,15
Теперь, используя формулы (49), (86), (88), найдем отно-

д
шение А + Б, после чего по формуле (58) и (59) сможем опре¬

делить сечение элементов фермы.
Следует отметить, что, производя эти вычисления, мы учтем

наиболее неблагоприятные условия работы среднего пролета
122

балки, когда он загружен полезной нагрузкой, а боковые про¬

леты загружены только постоянной нагрузкой. Кроме того, сле¬

дует иметь в виду, что действие постоянной нагрузки на балку

не оказывает влияния на расчет по совместным деформациям,

поскольку прогибы от этой нагрузки остаются неизменными.

При подводке и установке разгружающей конструкции, а также

в дальнейшей совместной работе усиленного пролета с разгру¬

жающей конструкцией постоянная нагрузка по изложенным

причинам на работу новой системы не влияет.
Исходя из сказанного, при расчете учитываем только
р = 2,30 т/м,
М0 =— 6,79 + 2,66 — 2,00 + 0,45 • 5,45 = — 3,68 тм.
(Здесь использованы эпюры рис. 41,6, г, д, е)
v	 0,625 • qlA , 0 0,852РА , 0 —3М0 А
—	Т+Б h А + Б “t" I ‘ А + Б ~
= (0,625-2,3-6 + 2-0,852-2,5 - 2'363,68 J ■ -А + Б =

= (8,60 + 4,25 - 3,68)	= 9,17 •	.
Поскольку Х=5,45 г, то окончательно будем иметь
5,45	= 9,17
или
5>45	^ 	Г) CQC
9,17 “ А + Б —и^УЬ*
Далее, пользуясь формулами (58) и (59), найдем
А 	О ‘lQfi 		^ sin a-sin 2a-FHFnEa
А + Б ~~ и>оус> — /2 Sin а.sin 2a-F^FnE& + 24В (Fn + FH-cos3 a) "
Так как FH=Fnn Б=159* 108 кг см2, то, подставляя число¬

вые значения и решая относительно FH, определим площадь эле¬

ментов фермы
6002-0,342-0,643-^ 2,1-106
0,596 =
Откуда
6002-0,342-0,643-/*- 2,1 • 10» + 24-159- 10VH (1 + 0,943)

166-109^2	Fa
_____	М.	И
166-109^ + 698-10^ F« + 4,20 ‘
0,596FH -f- 2,50 = FH;

0,404F„ = 2,50; F„ = = 6,2 см\
123

Если задаться для сжатых элементов фермы несколько

большим сечением, например Fn=\,5FH, то получим
166-109.1,5^
0,596
166*109.1f5Fjj + 24 • 159 • 10» • FH (1,50 + 0,94»)
= с'^Г о а или FH = 5,3 см2; Fn — 7,9 см2.
F н + 3,6	н
В первом случае теоретический расход металла на всю

ферму составит 61 кг, а во втором — 65 кг, т. е. примерно оди¬

наковый. На рис. 41, ж представлена эпюра изгибающих момен¬

тов после усиления фермой, а на рис. 41, з — соответствующая

эпюра поперечных сил.
Треугольная ферма с горизонтальным верхним поясом

и уклоном нижнего пояса а=20°
Произведем соответствующий расчет с использованием сна¬

чала тех же формул (49), (86) и (88). Тогда получим
0,596 = а + Б »
а используя формулы (64) и (65) и принимая FH = Fc= Fn, т. е.

что все элементы фермы одного сечения, имеем
А + Б = 0,596 =
	/2 Sin • Sina 2a • FnFHFc£a
5=112 sin a sin 2aFnFHFcEa + 24B (FnFc + FHFC cos3 a + 2FHFn - sin3 a)
6002 • 0,342 • 0,643 • F„ • 2,1 • 106

~ 6002.0,342 • 0,643 • F® • 2, Ы06 + 24 • 159 • 10» (F* + f£• 0,943 + 2F\ • 0.3423) ~
166- 109*F„	p
166-109.4. 730-109. Fl	Fh + 4,40 ’
0,596 FH+2,62 = FH; 2,62 = 0,404FH; F„ = 6,5 cm2.
Теоретический расход металла на всю ферму составит 69 кгу

т. е. на 13% больше, чем на фермы с горизонтальным нижним

поясом.
Шпренгельная система с уклоном тяг а = 20°
По формуле (91) получим
^ 1,8 Xh 1,8-5,45.0,5

Тогда
X = 5,45 — 2,24 = 3,21 т.
Аналогично предыдущему, используя эпюры рис. 41,6 — е,

найдем М0
М0=- 6,79 -Ь 2,66 -2,00 + 0,45-3,21 =4,69 тм.

Соответственно по формулам (49), (86), (88) найдем
v_ 0,625*7 М , 0 0,852-Р-А , 0 -ЗЛМ _
Л~ А + Б	А + Б	А + Б ~
= ( 0,625-2,3-6+ 2-0,852-2,5- 2'364,69 А* Б = (8,60 + 4,25-

-4,69)- А + Б =8,16 А + Б ■
Поокольку в данном случае Х=3,21 т, то
3-21 =8-16НТВ' откУда W = ^rr = 0’394-
Далее, пользуясь формулами (71) и (72), найдем

А	/2 sin2 aEaFTFc • cos а
A -f Б /2 sin2 a-£aF-iFc-cos а + 125 (Fc + 2 sin3 aFr)
Поскольку в это выражение входит жесткость балки, кото¬

рая при шпренгельной системе будет иной, то найдем ее по фор¬

муле (76).
Сжимающее усиление в балке от шпренгеля по формуле (73)

будет
Н =	= ——— = 4 40 г
1 2 tg а 2-0,364	1'
Тогда при наибольшем изгибающем моменте в пролете

М = 6,57 тм, по эпюре рис. 41, эксцентрицитет
М 6.57 1 .п

ео н 440 1,49 м.
По формуле (74, в) и рис. 41, л получим
в — —j- ho —у = 149 -j- 46 — 14,0 = 180,5 см,
поэтому заменяющий момент М3 по формуле (74, б) будет

М3 — Nce — Н-е = 4400* 180,5 = 792000 кг• см,
жесткость по формуле (177) СНиП при RS =180 кг!см2
М,	792000

По формуле (178) СНиП Т = 0, так как
х < h'n = 7 см и Y — 0.
По формуле (176) СНиП получим
*= “7^ 1 + 5 L = “ 1+5-0,0104 =
1,8	+ 10(хл	1,8 + 10-0,00065-8
По формуле (174) СНиП найдем
г, = Л0^1 - -|-) + 46 (l -	= 45 см.
По формуле (78) при №т = 19 700 смъ и /?р = 16 kzJcm2

Ж;= 1^т/?« + ^с(у-0,5ад = 19 700-16 +4400 X
X (14,5 — 0,5* 0,0452- 46) = 374 200 кг-см;

Mc = M + Nc(y- 0,55А0) = 657000 + 440 X

X (14,5 - 0,5 X 0,0452-46) =716 200 кг-см;
К 374200 Л К01

Ш ~ Мс ~ 716 200 —
По формуле (180) СНиП при 5=0,8 найдем
Фа = 1,3 -т ■ б’ГДя = 1 -3 - 0,8-0,521 -
	1 0,521 	л 7гр
6-4,5-0,521 —
Окончательно по формуле (76) при я|)б =0,9 и v=0,15 вы¬

числим
^
Фа /. *1 \,	Фб
е J + (?' + 5) bh0E6v
45-46
0,752 / 45 \	0,9
2,1-106-6,2	180,5 )+ (0 + 0,0452)200-46.2,65-105-0,15
= 211 • 108 кг-см2.
♦
Так как FC—FT, то
А + Б 0,394 “
126

6002 • 0,3422 • 0,94.2 • Ы0<5 • F\
6002 • 0.3422 • 0,94 • 2,ЫО<5. F\ + 12 • 211 • 10» + (Fc + 2 • 0,3243FC)
83-10»/*
83-lO9-^ + 595-10»/^
Fc + 7,18 *
Откуда
0,394/7c + 2,83 = Fet
0,606/=; = 2,83; Fc = = 4,66 см*.
Теоретический расход металла на шпренгель составит

27,5 кг, т. е. в 2,4 раза меньше, чем на фермы усиления.
На рис. 41, и представлена эпюра изгибающих моментов

после усиления шпренгелем, а на рис. 41, к — соответствующая

эпюра поперечных сил.
Произведем теперь проверку сечения среднего пролета балки

после его усиления шпренгелем, поскольку он стал работать как

внецентренно сжатый элемент.
По рис. 41, л
Y+-V
По формуле (112) СНиП при # = 200 кг!см2.
с~ R + 350
66 000
66000
+ 200- 0,0054 +\\ = 288.
200 + 350
50 +0’16
По табл. 21 при

При Nдл = Н=4400 кг
7) =
N ( I§ \	1 	4450	 472
1 — I 1 ~ 12-288-100-2475 47
12 cRKF
1 =1,02;
0,988
e'Q = тг)^0 = 1,02-149 = 152 см;
е = —[- hQ —■ у = 152 + 46 — 14,5 = 183,5 см.
По формуле (101) СНиП
RHb’nx (е — h0 + 0,5*) — RaFae = 0;
100 *200-*(183,5 —46 + 0,5*) — 2700-6,2* 183,5'= 0.
jt2-275*+ 307 = 0; х= 1,12 см.
По формуле (100) СНиП
м_ Rab'nx(h0 — Q,5x) __ 100.200 1,12 (46 — 0,5.1.12) _

е	~	183,5	“
= 5550 кг > 4450 кг.
Прочность обеспечена.
§ 15. ПРИМЕРЫ ВЫПОЛНЕННЫХ УСИЛЕНИЙ

ПОСРЕДСТВОМ УПРУГООПОРНЫХ

КОНСТРУКЦИЙ
В результате замены дымососного оборудования, устанавливаемого на

уровне 24,10 в котельном отделении Казанской ГРЭС, несущие ри¬

гели оказались недостаточно несущеспособными и их потребовалось уси¬

лить (рис. 42).
Для усиления ригелей дымососной площадки подводились однопролег-

ные железобетонные рамы, подпиравшие ригели в срединах пролетов. Эти

рамы опирались своими стойками в узлы нижерасположенной железобетон¬

ной площадки уровня 19, 10, ригели которой были проверены на непосред¬

ственный срез у колонн. Прикрепление подведенных рам усиления к основ¬

ным конструкциям было выполнено на металлических стяжных хомутах.
Колонны и фундаменты дымососной площадки воспринимали свободно

увеличенную нагрузку от нового оборудования.
Сопряжение подведенных рам с ригелями дымососной площадки было

сделано после их распалубки и раскружаливания при отсутствии временной

нагрузки на площадке.
128

О)
I-1
iZT
3
\I r-i
T
s
I
9500
U
«тшнишш
MO
a - a
LL
г
ь
-6
15
Рис. 42. Конструкция подведенной железобетонной рамы в дымососном
отделении Казанской ГРЭС
а—общий вид конструкции; б—подведенная железобетонная рама;

/—усиленная конструкция путем подведения железобетонной рамы; 2—рамная конструк¬

ция усиления; 3—выступ, подлитый после распалубки и раскружаливания рамы
L 100*10 ш-ш

/
'L100*10 L/00*70

'2
Рис. 43. Конструкция подведенного швеллера усиления на Сясьском сульфито¬

спиртовом заводе
/—усиленный ригель; 2—шпренгель усиления; 3—выбранный проем в кладке стены,

заделанный после установки шпренгеля; 4—отверстие в плите, заделанное после уста¬

новки шпренгеля

1-2
^Tl
600*600* to 1 j
650*550*10
Рис. 44. Металлические упругие подпорки между ригелями двух перекры¬

тий на Ленинградском гидролизном заводе
а—общий вид; б—детали верхнего оголовника и нижнего башмака; /—усиленный

ригель: 2—упругие подпорки; 3—разгружающий ригель; 4—подлито цементным

i	раствором
В. процессе реконструкции аппаратного отделения С я с ь-

ского сульфитно-спиртового завода на этажном перекрытии

устанавливалось новое оборудование, в два раза превосходящее по

своим нагрузкам первоначальное (рис. 43).
Столь значительное изменение нагрузки потребовало усиления главных

балок перекрытия.
Усиление было произведено подведением металлического разгружающего

шпренгеля, выполненного из швеллеров № 26, надежно заанкеренного на

опорах за промежуточную колонну и торец усиливаемой главной балки.
130

Шпренгели ввиду значительной высоты перекрытия над полом первого

этажа на уровне 7,20 не стесняли высотного габарита нижнего помещения,

позволив сравнительно просто усилить конструкции с полным использова¬

нием их несущей способности.
* *
*
При реконструкции Ленинградского гидролизного завода

междуэтажное перекрытие уровня 12,48 усиливалось под новое тяжелое обо¬

рудование, вследствие чего возникла необходимость в усилении главного не¬

сущего ригеля, проходящего по среднему ряду колонн (рис. 44).
Расположенное ниже почти одинаковое по конструкции перекрытие было

в значительной степени недогружено. Поэтому возникла мысль использовать

ригель нижнего перекрытия, идущий по этому же ряду колонн, чтобы, вклю¬

чив его в совместную работу с верхним, разгрузить последний.
Разгрузка была выполнена устройством распорок из металла соединяв¬

ших оба упомянутые ригеля в средине каждого пролета.
Распорки эти являлись для ригеля верхнего этажа новыми упругими

опорами в середине его пролетов, благодаря чему часть нагрузки верхнего

ригеля передавалась на нижний ригель, догружая его и разгружая одно¬

временно верхний.
Сопряжение обоих ригелей в единую систему было произведено при

отсутствие временной нагрузки на обоих перекрытиях, Распорки при помощи

хомутов с болтами скреплялись с ригелями, соединяя их в одну общую

систему, работавшую совместно.
Поскольку по оси колонн имелась перегородка, то установка промежу¬

точных распорок нисколько не стеснила помещений.
Основные несущие колонны и фундаменты воспринимали дополнитель¬

ную нагрузку от нового оборудования без усиления.

Глава VI
ПРЕДНАПРЯЖЕННЫЕ ЗАТЯЖКИ-УСИЛЕНИЯ
§ 16. УСИЛЕНИЕ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ПОСРЕДСТВОМ ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ

ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ, ШПРЕНГЕЛЬНЫХ

И КОМБИНИРОВАННЫХ ЗАТЯЖЕК
Наиболее просто осуществляемой конструкцией усиления,

относящейся к конструкциям, изменяющим первоначальную

конструктивную схему усиливаемого изгибаемого элемента, яв¬

ляются преднапряженные затяжки1, которые могут быть трех

типов — горизонтальными, шпренгельными и комбинированны¬

ми, сочетающими в себе оба первых типа.
При устройстве преднапряженных затяжек усиливаемые эле¬

менты изменяют свою первоначальную конструктивную схему

вследствие того, что обращаются в комбинированные системы.

Благодаря этому обычные изгибаемые элементы становятся вне-

центренно сжатыми, причем на их опорах создаются дополни¬

тельные изгибающие моменты, которые в свою очередь влияют

на первоначальные пролетные моменты.
Этот способ усиления позволяет в 2—2,5 раза поднять перво¬

начальную несущую способность усиливаемых изгибаемых эле¬

ментов.
Устройство всех перечисленных типов затяжек почти не со¬

кращает габаритов помещений, отнимая лишь по высоте

5— 10 см.
Придание затяжкам предварительного натяжения позволяет

надежно включать их в совместную работу с усиливаемыми эле¬

ментами. При этом повышается жесткость последних, что весьма
1 Предложены автором (свидетельство № 80318).
132

важно, поскольку значительно возрастает нагрузка после уси¬

ления.
Эти конструкции усиления очень удобны для применения на

действующих промышленных предприятиях. Они изготовляются

вне цеха и могут монтироваться без остановки производства.
Впервые горизонтальные затяжки были предложены авто¬

ром и осуществлены на ряде предприятий в 1947 г., шп.ренгель-

ные — в 1949 г., а комбинированные — в 1952 г.
Предварительно напряженные затяжки усиления состоят из

нескольких составных конструктивных элементов — тяжей, опор¬

ных анкеров, натяжного приспособления и подкладок, причем

последние нужны только при шпренгельных и комбинирован¬

ных затяжках (рис. 45).
Ниже в последовательном порядке рассмотрены составные

элементы затяжек усиления для всех типов.
Основными элементами затяжек являются тяжи, которые

выполняются из мягких сталей классов AI или All диаметром

до 36 мм, а в случае больших усилений — также из прокатных

профилей уголкового или швеллерного типа (рис. 46).
Тяжи горизонтальных и шпренгельных затяжек выполняются

обычно из двух стержней, располагаемых с боков усиливаемого

элемента, причем в шпренгельных затяжках они вплотную при¬

мыкают к боковым граням последнего, а в горизонтальных со¬

ответственно расставлены на ширину ребра (рис. 45,а и б).
Как упоминалось выше, при больших усилиях тяжи затяжек

осуществляются из фасонного проката.
В этом случае тяжи шпренгельных затяжек выполняются из

уголков, причем в местах перегиба приопорные наклонные

участки свариваются с горизонтальным средним участком непо¬

средственно полками, без использования фасонок, как это вид¬

но из рис. 46, а.
Тяжи горизонтальных затяжек достаточно просто осуществ¬

ляются из парных уголков (рис. 46, б), из одного швеллера

(рис. 46,в), а также из парных швеллеров (:ри>с. 46,г).
Прокатные фасонные профили в комбинированных затяжках

не применяются, так как при больших усилиях они просто вы¬

полняются из четырех (рис. 45,в), а при меньших усилиях — и&

двух стержней, как это показано на рис. 47.
В таких двухстержневых комбинированных затяжках каж¬

дый стержень состоит из трех участков — среднего и двух кон¬

цевых. Средний участок (рис. 47) представляет собой основной

тяж, изогнутый в виде шпренгеля, доведенного до верха опор

усиливаемого элемента. Концевыми частями служат горизон¬

тальные стержни (рис. 47), приваренные к средней шпренгель-

ной части тяжей затяжки. Горизонтальные концевые части тя¬

жей привариваются в местах перегиба основных изогнутых

стержней с боков последних -и доводятся до низа опор усиливае-
133

Узел А
Рис. 45. Конструкции преднапряженных затяжек усиления балочных
элементов
а—горизонтальная затяжка; б—шпренгельная затяжка; в—комбинированная затяжка

/—изогнутые тяжи затяжек; 2—горизонтальные тяжи затяжек; 3—уголок-упор ан¬

кера горизонтальных тяжей; 4—вертикальные держатели анкерных уголков-упоров;

5—натяжной болт; 6—подкладки-коротыши; 7—усиливаемый элемент; 8—арматура

усиливаемого элемента; 9—опорный анкер наклонных тяжей (швеллер); 10—отвер¬

стие в плите, заделываемое после установки анкера; сварной шов; 12—шайба;

13—гайка и контргайка; 14—поперечный соединительный стержень анкера наклон¬

ных тяжей; 15—поперечная борозда, пробитая в плите, впоследствии заделываемая
бетоном

ч
9)
/
3^-. \
1	1
! -'
J
■■ V
?
Рис. 46. Преднапряженные затяжки из прокатных фасонных профилей
а—шпренгельная затяжка из уголкового проката; б—из уголкового профиля; в—из

одного швеллера; г—из двух швеллеров; д—деталь анкера

1—усиливаемый элемент; 2—тяжи затяжки; 3—анкерное устройство; 4—подкладка-

упор; 5—натяжной болт; 6—накладка, компенсирующая ослабление отверстием для.

болта; 7—пробитые в плите отверстия, заделанные бетоном; 8—сварные швы; 9—гай¬

ки, приваренные к швеллеру; 10—шайба, приваренная к подкладке

3	ft 13
Рис. 47. Конструкция комбинированной преднапряженной

затяжки усиления из двух стержней
а—общий вид; б—детали конструкции

/—усиливаемый элемент; 2—анкерное устройство из швеллера; 3—вертикаль*

ный держатель нижнего анкера; 4—изогнутые тяжи затяжки; 5—горизонталь¬

ные концевые участки затяжки, приваренные к шпренгельным тяжам; 6—под¬

кладка-подпор: 7—пробитое отверстие в плите, заделанное бетоном после

монтажа; Я—сколотая поверхность бетона, заделанная бетоном после мон

тажа; .9—места сварных швов; 10—натяжной болт; //—шайба натяжного бол¬

та; 12- арматура усиливаемого элемента; 13—анкер из уголка; /^—соедини¬

тельная планка
мого элемента, являясь как бы продолжением горизонтального

участка шпренгеля.
Таким образом, каждый стержень тяжей затяжки является

раздвоенным в своих концевых частях и прикрепляемым на опо¬

рах внизу и вверху.
Четырехстержневые комбинированные затяжки (рис. 45, в)

состоят из двух парных ветвей, причем каждая ветвь образуется
136

из двух независимых стержней — верхнего изогнутого шпрен-

гельного (рис. 45, в) и нижнего прямолинейного горизонтального

(рис. 45, в), располагаемого непосредственно под изогнутым.
Концы тяжей, соединяясь на опорах непосредственно с уси¬

ливаемыми элементами, передают им свои реактивные усилия,

создавая сжатие в последних, так как сами тяжи всегда растя¬

нуты.
Перед установкой анкеров затяжек требуется проведение

некоторых подготовительных работ на ограниченных узловых

участках. Эти работы сводятся к пробивке отверстий в плитах

перекрытий, оголению арматуры в местах приварки анкеров и,

в некоторых случаях, пробивке неглубоких борозд для пропуска

хомутов или соединительных стержней.
В зависимости от мест прикрепления концов тяжей затяжек

к опорам усиливаемых элементов различаются анкера, распола¬

гаемые вверху или внизу. Собственно конструкции анкеров тя¬

жей-затяжек выполняются по возможности простейшим обра¬

зом, чтобы свести до минимума подготовительные мероприятия

и работы по их установке.
Остановимся сначала на конструкциях, анкерных устройств

тяжей, прикрепляемых в верхних частях опор усиливаемых эле¬

ментов.
При наличии плиты перекрытия наиболее простой и вместе

с тем эффективной анкерной конструкцией является конструк¬

ция, изображенная на рис. 45, Б.
Анкером служит отрезок швеллера, привариваемый к верх¬

ним крайним боковым стержням арматуры железобетонного

элемента, обнаженной при пробивке отверстий в плите. Отрезки

швеллеров устанавливаются заподлицо с боковыми гранями

ребра усиливаемой балки, для чего иногда приходится их при¬

варивать через прокладки. Швеллера соединяются между собою

поперечным стержнем, привариваемым к его полкам. Этот стер¬

жень пропускается поперек ребра в специально пробиваемой

борозде. При необходимости могут быть поставлены два таких

стержня по обеим полкам отрезка швеллера. Эти поперечные

соединительные стержни увеличивают сопротивление анкеров

вертикальному составляющему усилию, действующему на по¬

следние от наклонных тяжей затяжки. К анкеру с боков (к стен¬

ке швеллера) привариваются наклонные тяжи затяжки, после

чего отверстие в плите и поперечные борозды заделываются бе¬

тоном, приготовленным по возможности на расширяющемся це¬

менте.
В сборных элементах, а также при отсутствии плиты пере¬

крытия в монолитных балках анкера удобно выполнять в виде

седловидных конструкций из отрезков швеллеров, как это изоб¬

ражено на рис. 48. Для установки анкера промежуточной опоры

на верхней части усиливаемого элемента скалывается бетон до
137

арматуры, и отрезок швеллера ставится на цементном растворе,

после чего приваривается последовательно ко всем верхним

стержням арматуры усиливаемого элемента. Боковые полки ан¬

кера должны быть выполнены заподлицо с боковыми поверхно¬

стями балочного элемента или несколько выступать за эти по¬

верхности, если нельзя подобрать швеллер точно соответствую¬

щий ширине ребра (рис. 48,а).
Анкер крайней опоры изготовляется из отрезков швеллера

(рис. 48,6) с приваренным к его боковым полкам планками-

фасонками (поз. 9), к которым затем прикрепляются на сварке

тяжи затяжки. Этот анкер устанавливается на освобожденный

от кладки торец усиливаемого элемента с предварительным ска¬

лыванием поверхностного слоя бетона и последующей заливкой
_ м-Ж
if	— ,11
—	5 Л
Утзо
II
м
и
тг
7
. 250
Sh
‘ J
Рис. 48. Конструкции анкеров преднапряженных затяжек, располагаемых
вверху усиливаемых элементов
а—седловидный анкер из швеллера при отсутствии плиты перекрытия; б—сед¬

ловидный анкер из швеллера в торце элемента; в—коробчатый анкер, сварен¬

ный из листовой стали с вертикальным торцовым листом; г—коробчатый ан¬

кер, сваренный из листовой стали с наклонным торцовым листом

/—усиливаемый элемент; 2—тяжи затяжки; 3—анкер из швеллера; 4—арма¬

тура железобетонного усиливаемого элемента; 5—сварные швы; 6—места ско¬

лотого бетона, заделываемые после монтажа; 7—боковые поверхности ко¬

робки анкера; 8—отверстие в кладке, заделываемое после монтажа; боко¬

вые планки-фасонки для прикрепления тяжей затяжки; 10—верхняя соедини¬

тельная планка; //—торцовой лист анкерной коробки; /2—наклонный торцо¬

вой лист коробки; /5—карман за торцовым листом, заливаемый цементным

раствором; /4—закладная деталь в усиливаемом сборном элементе
138

цементным раствором для плот¬

ного примыкания к торцу. Полки

швеллера должны быть заподли¬

цо с боковыми поверхностями

балки или несколько выступать

за них (рис.. 48, б).
Анкер, аналогичный выше рас¬

смотренному, представлен на

рис. 48, в. Он применяется для

большепролетных сборных стро¬

пильных балок и представляет

собой сварную коробку из ли¬

стовой стали, надеваемую на то¬

рец усиливаемого элемент. Тор¬

цовые листы коробок привари¬

ваются на месте после установки

самой коробки, а их приторцов-

ка производится на цементном

растворе. Верхний лист анкерной

коробки принимается такого

размера, чтобы его можно было

поставить с щрива.ркой к заклад¬

ной детали, к которой приварено

ребро настила покрытия.
Возможно устройство таких

анкерных коробок с наклонным

торцовым листом (рис. 48, г) и

последующей заливкой цемент¬

ным раствором образующего кар¬

мана «между листом и торцом

балки, что в некоторых случаях

удобнее приторцовки вертикаль¬

ного листа.
Следующий тип анкера

(рис. 49, а) предназначен для ус¬

тановки на колонны, если они яв¬

ляются опорами усиливаемого

элемента. Он состоит из двух от¬

резков уголков с приваренной к
ним соединительной планкой в расчете, чтобы полки уголков

были заподлицо с боковыми гранями колонны. Для этого при

установке анкера на колонну предварительно скалывается по¬

верхностный слой бетона, а зазор между поставленным анкером

и сколотой поверхностью колонны заливается цементным рас¬

твором. К лицевым полкам уголков привариваются боковые

планки-фасонки, к которым прикрепляются на сварке тяжи за¬

тяжки.
Рис. 49. Конструкция анкеров,

преднапряженных затяжек, распо¬

лагаемых вверху усиливаемых,

сборных элементов
а—анкер на колонне; б—анкер на

крайней опоре

/—усиливаемый элемент; 2—тяжи за¬

тяжки; «?—анкер из уголка; 4—арма¬

тура усиливаемого балочного элемен¬

та; 5—сварные швы; 6—места сколо¬

того бетона, заделываемые после мон¬

тажа затяжки; 7—отверстие в настиле,,

заделываемое после монтажа; вер¬

тикальный держатель анкера, выпол¬

няемый из уголка; 9—боковые планки-

фасонки для прикрепления тяжей за¬

тяжки; /0—соединительная планка
139

Последний рассматриваемый тип анкера (рис. 49,6) выпол¬

няется из уголков и состоит из двух элементов — отрезка уголка

(поз. 3), к которому впоследствии приваривается тяж затяжки,

и уголка вертикального держателя анкера, соединенного свар¬

кой с анкерным уголком.
Для установки этого анкерного устройства в боковых поверх¬

ностях ребра усиливаемого элемента пробиваются борозды до

оголения крайних боковых стержней верхней и нижней арма¬

туры, к которым привариваются уголки вертикальных держате¬

лей, после чего сколотые поверхности борозд тщательно заделы¬

ваются цементным раствором на крупном песке. К установлен¬

ным таким образом анкерам из угол.ков привариваются тяжи

затяжки.
Вертикальные уголковые держатели, приваренные к арма¬

туре балочного элемента, втоплены в бетон, что повышает на¬

дежность их анкерующей способности. Анкерные уголки, к ко¬

торым привариваются тяжи затяжки, располагаются своими

внутренними лицевыми полками заподлицо с боковыми гранями

усиливаемого элемента, поэтому они несколько смещены на¬

ружу против боковых полок уголков держателей, что видно на

рис. 49, б.
Перейдем к рассмотрению другого типа анкеров, распола¬

гаемых внизу усиливаемых элементов и служащих для при¬

крепления тяжей затяжек, прямолинейно расположенных внизу

балочных элементов.
Наиболее простой конструкцией подобного типа анкеров яв¬

ляются крепежные приспособления, устанавливаемые на про¬

межуточных опорах усиливаемых элементов, которыми служат

поперечные главные балки и ригели.
На рис. 45,а, 46, в и 50, а представлены такие «простейшие

анкеры, которые состоят из двух элементов — уголка-упора и

держателей этого упора. Уголок впритык устанавливается на

поперечной главной балке или ригеле против усиливаемого эле¬

мента (рис. 50, а) и удерживается в таком положении парой дер¬

жателей. Они выполняются из отрезков полосовой или круглой

стали, привариваемой к уголку-упору, а вверху заделываются

в плите перекрытия. Уголки-упоры устанавливаются на цемент¬

ном растворе, чтобы плотно примыкать к железобетонному эле¬

менту, имея надлежащую постель. Тяжи затяжек приваривают¬

ся к нижней полке уголков-упоров.
Схожий по конструкции, но более массивный анкер, пред¬

назначенный для воспринятая больших тяговых усилий от тя¬

жей, изображен на рис. 50, б. Этот анкер представляет собой

упор, выполненный из листовой стали, усиленный приваренными

вертикальными и горизонтальными ребрами, которые создают

надежное анкерное устройство. Вертикальные ребра препят¬

ствуют повороту анкера и упираются непосредственно в оголен-
140

Рис. 50. Конструкция анкеров преднапряженных затяжек, располагаемых
внизу усиливаемого элемента
а—анкер из упорного уголка; б—анкер ребристой конструкции; в—анкер на крайней

опоре из уголка; г—анкер иа крайней опоре из швеллера; д—анкер на колонне из двух

уголков; е— анкер на колонне из одного уголка

/—усиливаемый элемент; 2—анкерное устройство; 3—сварные швы; 4—тяжи затяжки;

5—сколотый бетон до арматуры, заделываемый после монтажа; б—вертикальный дер¬

жатель анкера, 7—поверхности, где уложен цементный раствор перед установкой метал¬

лического элемента; 8—подлито цементным раствором после монтажа; 9—арматура же¬

лезобетонных элементов; Ю—отверстия в плите, заделываемые после монтажа бетоном;

//—уголок-подкладка; 12—фасонка для приварки тяжей
ную арматуру элемента, на котором они устанавливаются.

Удерживается этот упор посредством держателей, представляю¬

щих собой седловидный хомут, который надевается на усили¬

ваемый элемент сверху, через пробитые в плите отверстия, и

устанавливается в специально пробитую поперечную борозду.

После монтажа анкера сколотые поверхности бетона, отверстия

в плите и борозды заделываются цементным раствором на круп¬

ном песке. Тяжи к этому анкеру прикрепляются гайками.
141

Анкерные устройства на крайних, а иногда на средних опо¬

рах выполняются так, как изображено на рис. 47,6, 50, виг.

Они представляют из себя упоры в виде отрезков уголков или

швеллеров, приваренных к оголенной нижней арматуре усили¬

ваемого элемента (рис. 50,в).
Чтобы воспринимать отрывающее усилие, действующее не¬

посредственно на упоры анкеров этого типа, последние прикреп¬

ляются на сварке к вертикальным держателям — седловидным

хомутам, которые надеты на усиливаемый элемент и продеты

через дыры, пробитые в плите. Хомуты пересекают балку по

верху в пробитой штрабе. Держатели аналогичных анкеров ком¬

бинированных затяжек (рис. 47, б) выполняются из отрезков

круглой стали, приваренной вверху к верхним анкерам. После

монтажа анкеров пробитые дыры, штрабы и места сколотого бе¬

тона заделываются цементным раствором на крупном песке.*
Тяжи затяжек присоединяются к упорам непосредственной

сваркой (рис. 47,6 и 50, г) или при помощи вваренных ребер-

фасонок (рис. 50,в).
В рамных конструкциях или при усилении главных балок,

проходящих по колоннам, устройство анкеров показано на

рис. 46, б ид, 50, д и е.
Такие анкеры состоят из уголков-упоров, устанавливаемых

на задней грани колонны (рис. 46, б и д, 50, д и е), с приварен¬

ными непосредственно к ним тяжами затяжек. В некоторых слу¬

чаях анкерные уголки устанавливаются на сколотую поверх¬

ность бетона, которая впоследствии заливается цементным рас¬

твором (рис. 50, д).
Вопросы, связанные с расчетом анкеров, рассматриваются

в § 17.
Предварительное напряжение в тяжах затяжек создается

путем взаимного стягивания обеих ветвей стяжными болтами

(рис. 45,а — в, 46, а, б иг, 47, а) или придания тяжу некоторого

перегиба в том случае, когда затяжка состоит из одного тяжа

(рис. 46,в). Стяжные болты могут быть в виде хомута с двумя

нарезанными концами и общей шайбой (рис. 45,а, узел А),

когда натяжение производится одновременным подтягиванием

гаек на обоих концах такого хомута.
При затяжках из фасонных прокатных профилей ограничи¬

ваются одним стяжным болтом, продетым сквозь отверстия в

обеих ветвях затяжки (рис. 46,а, б и г). В этих случаях для

компенсации ослабления на тяжи в местах отверстий навари¬

ваются накладки с отверстиями (рис. 46,а и б).
В комбинированных затяжках, состоящих из четырех -стерж¬

ней (рис. 45, а и (9), стяжные болты располагаются между двумя

парами тяжей и стягивают последние посредством шайб.
Гайки стяжных болтов лучше брать полуторной высоты, так

как это повышает сопротивляемость нарезки болтов срезу при
142

натяжении, что, впрочем, возможно только в затяжках из тяжей

большого сечения. Кроме того, при натяжении рекомендуется

нарезную часть стяжных болтов смазывать машинным маслом,

что значительно снижает затрачиваемые усилия при заворачи¬

вании гаек.
После окончания натяжения на стяжные болты обязательно

устанавливаются контр-гайки (рис. 45, узлы А и Д) или постав¬

ленные гайки завариваются с болтом, что еще лучше гаранти¬

рует от ослабления произведенного стягивания. Лишние концы

стяжных болтов после заварки гаек или постановки контр-гаек

отрезаются.
Натяжение затяжек путем взаимного стягивания парных тя¬

жей обычно не требует значительных усилий, поскольку напря¬

жения в самих стяжных болтах примерно в 7—10 раз меньше

развиваемых напряжений в тяжах затяжек. Кроме того, пред¬

ложенный способ натяжения затяжек создает в обоих стержнях

равномерные усилия и обеспечивает их саморегулирование, что

было неоднократно проверено экспериментально в лаборатор¬

ных и производственных условиях.
В затяжке, выполненной из одного прокатного элемента в

виде швеллера (рис. 46,в), натяжение осуществляется созда¬

нием уклона в вертикальной плоскости, что достигается поста¬

новкой вертикального натяжного болта, который при завора¬

чивании упирается в нижнюю грань усиливаемого элемента.

В этом случае в швеллере делается отверстие для пропуска бол¬

та, а над отверстием приваривается гайка (рис. 46,в), через

которую вворачивается натяжной болт. В месте упора натяж¬

ного болта на нижнюю грань усиливаемого элемента устанавли¬

вается металлическая подкладка-упор (рис. 46, в) с приварен¬

ной к ней накладкой с отверстием. При необходимости в сече¬

нии швеллера, ослабленном устройством отверстия для про¬

пуска болта, наваривается компенсирующая накладка.
Возможно создание уклона швеллера путем его подтягива¬

ния к усиливаемому элементу, для чего в последнем устраивает¬

ся специальный охватывающий хомут с натяжным болтом, что

видно из рис. 63 на примере осуществленной подобной конструк¬

ции.
Встречаются случаи при натяжении парных стержней затя¬

жек, когда расстояние между ними недостаточно для придания

им соответствующего уклона. Это имеет место, если ребро уси¬

ливаемого элемента узкое или пролет самого элемента велик.

В обоих отмеченных случаях применяют натяжение стержней

затяжек их взаимным стягиванием двумя болтами, симметрич¬

но поставленными в пролете или устройством между тяжами

специальных распорок. При натяжении одним болтом устанав¬

ливаются две распорки, а двумя — одна распорка как изобра¬

жено на рис. 51.
143

Проще и удобнее иметь в конструкции один натяжной болт,

если он может создать требуемое напряжение. Распорки выпол¬

няются из отрезков круглой стали и привариваются непосред¬

ственно к тяжам (рис. 51).
В шпренгельных и комбинированных затяжках в местах

перегиба стержней при переходе от горизонтального участка

к наклонным устанавливаются подкладки-подпорки между ниж¬

ней гранью усиливаемого элемента и тяжами затяжки (рис. 45, б,

и 46, а и 47). В комбинированных четырехстержневых затяжках

между двумя рядами парных тяжей ставятся подкладки, кото¬

рые передают на нижние грани усиливаемых элементов возни¬

кающие реактивные усилия в местах перегиба шпренгельных

тяжей.
Наиболее простая конструкция подкладок-подпорок пред¬

ставлена на рис. 45. Она состоит из отрезка полосовой стали, на

который приварен коротыш такой же длины из круглой стали.

Аналогичные подкладки и у двухстержневых комбинированных

затяжек. Подкладки-подпорки, состоящие только из отрезков

толстой полосовой стали, показаны на рис. 46 у шпренгельных

затяжек, выполненных из уголкового проката. Эти -подкладки

делаются шириной 30—40 мм и толщиной 20—30 мм в соответ¬

ствии с действующими усилиями. .-Подкладки-подпорки должны

выступать за грани ребер на 25—35 мм.
«)
Рис. 51. Натяжение затяжек с устройством промежуточных распорок
а—два натяжных болта и одна распорка; б—один натяжной болт и две распорки
1—тяжи затяжки; 2— промежуточные распорки между тяжами; 3—анкерное устройство;

4—натяжной болт; 5—усиливаемый элемент при виде на нижнюю грань; б—сварка
144

Более сложная конструкция

подкладок-подпорок у усиливае¬

мых балочных конструкций, .име¬

ющих небольшую ширину ребра

(рис. 52,а и б). В этих случаях

расстояния между тяжами затя¬

жек принимаются значительно

больше ширины ребра балки,

вследствие чего подкладки-под¬

порки, воспринимающие верти¬

кальные давления от шпренгель-

ных тяжей, должны быть на¬

столько жесткими, чтобы надеж¬

но осуществлять возлагаемые на

них функции.
На рис. 52, а изображена под¬

кл адка-подпорка, выпол ненна я

из двух отрезков стальных угол¬

ков с полукруглыми выре¬

зами для поперечной фиксации

положения тяжей. В свою оче¬

редь к уголкам-подкладкам в по¬

перечном .направлении приваре¬

ны специальные уголки-фиксато¬

ры, зазоры между которыми и

тонким ребром усиливаемого

элемента заливаются цементным

раствором.
На рис. 52,6 представлена

другая конструкция подкладки-

подпорки, составленная из отрез¬

ка швеллера, охватывающего сни¬

зу узкое ребро усиливаемой

бал'ки и являющегося попереч¬

ным фиксатором подкладки. За¬

зоры между полками и ребром

швеллера заливаются цементным

раствором. К этому швеллеру-

фиксатору снизу приварен коро¬

тыш из круглой стали, который
Щ	I	I-I
£) ш-ж	я-я
Рис. 52. Конструкция подкладок-
упоров и монтажных хомутов
а—подкладка-упор из уголков; б—под¬

кладка-упор из швеллера; в—монтаж¬

ные хомуты;
1—усиливаемый элемент; 2—подклад¬

ки-уголки; 3—тяжи затяжки; 4—свар¬

ные швы; 5—подлито цементным рас¬

твором; 6—уголки-фиксаторы; 7—швел¬

лер-фиксатор; 8—ребро-ограничитель;
9—упор	из отрезка круглой стали;
10—ребро	жесткости; И—вертикальная

подвеска монтажного хомута; 12—по¬

перечный штырь монтажного хомута;

13—шов между панелями кровли, за¬

литый раствором; 14—элементы реб¬

ристого настила покрытия (панели)
служит непосредственной подкладкой. Поскольку этот коро¬

тыш значительно выступает 'своими концами за ребро

балки, то он усилен специальными вертикальными ребрами,

сверху приваренными к швеллеру и этому коротышу, а снизу —

только к коротышу, причем это нижнее ребро является одновре¬

менно распоркой-фиксатором поперечного положения тяжей за¬

тяжки.
6-1992
145

Установка подкладок-подпорок производится после при¬

варки к анкеру обоих выправленных и отрихтованных в проект¬

ное положение тяжей затяжки. Они заводятся в зазор имею¬

щийся между нижней гранью усиливаемого элемента и тяжами

затяжной на средине пролета, что позволяет без затруднений

вставить подкладки за счет отклонения наклонных участков

тяжей шпренгеля.
После заведения подкладок в средину пролета их разводят

к местам перегиба тяжей. По мере отодвигания приходится за¬

трачивать все возрастающее усиление, так как при такой под¬

вижке подкладок возникает значительное трение. В конечной

стадии производимой передвижки подкладок приходится их за¬

колачивать молотком, а иногда даже несколько срубать поверх¬

ностный слой бетона усиливаемого элемента.
Рекомендуемый способ установки подкладок-подпорок га¬

рантирует хорошее выправление тяжей затяжки и плотное их

соприкасание с подпорками.
Предварительная установка подкладок-подпорок с после¬

дующим монтажом тяжей-затяжек шпренгельного типа не обес¬

печит плотного сопряжения последних с подкладками, что по¬

казала практика устройства этих конструкций усиления. После¬

дующее прижатие тяжей к подкладкам за счет осуществляемого

натяжения неизбежно снижает предварительное напряжение в

тяжах, что нежелательно, поскольку гарантированное включе¬

ние затяжек в совместную работу с усиливаемой конструкцией

покоится именно на определенной величине предварительного

натяжения затяжек.
Кроме подкладок-подпорок, в четырехстержневых комбини¬

рованных затяжках устанавливаются дополнительные подклад¬

ки, располагаемые между парами горизонтальных и шпренгель-

ных тяжей затяжки непосредственно под подкладками-подпор¬

ками (рис. 45, б).
Эти дополнительные подкладки создают поверхности сколь¬

жения горизонтальных тяжей при натяжении, что видно из пла¬

на в—в рис. 45,б. Эти дополнительные подкладки выполняются

из коротышей круглой стали такой же длины, что и подкладки-

подпорки, причем после установки они привариваются к верх¬

ним шпренгельным стержням тяжей затяжки (рис. 45,в), об¬

разуя поверхности скольжения нижних горизонтальных стерж¬

ней. Диаметр коротышей дополнительных подкладок прини¬

мается соответствующим расстоянию в свету между двумя

парами тяжей затяжки.
Следует еще упомянуть о монтаже большепролетных пред-

напряженных затяжек на сборных стропильных балках, так как

при пролетах свыше 9 ж их монтаж ввиду значительного веса

тяжей становится затруднительным и требует применения вспо¬

могательных приспособлений.
146

Такими монтажными приспособлениями служат сборно-раз¬

борные монтажные хомуты, закрепляемые за верхнюю полку

большепролетных балок. С помощью этих хомутов легко уста¬

навливать в проектное положение тяжи затяжек вместе с их

подкладками при шпренгельных и комбинированных затяж¬

ках.
Сборно-разборные монтажные хомуты состоят из вертикаль¬

ных боковых элементов-подвесок (рис. 52, в), надеваемых на

поперечные штыри, свободно укладываемые на верхнюю полку

балок поперек последних. При соединении этих подвесок по низу

такими же поперечными штырями образуются замкнутые хо¬

муты, которые могут нести тяжи затяжек, позволяя устанавли¬

вать последние в проектное положение и приваривать к анкер¬

ным устройствам, после чего уже легко монтируются подкладки-

подпорки и производится натяжение тяжей. После монтажа

одной конструкции затяжки эти хомуты разбираются и перено¬

сятся на следующую подлежащую усилению балку.
Для предохранения затяжек усиления от коррозии их окра¬

шивают, как и обычные металлические конструкции. Окраска

производится масляной или эмалевой красками, либо покры¬

тием лаками из пластмасс (например, перхлорвиниловым, куз-

басслаком и др.).
В пожароопасных помещениях или при наличии избыточной

влажности в цехах затяжки в целях лучшей защиты от коррозии

должны покрываться слоем цементной штукатурки по металли¬

ческой сетке или обмотке из проволоки. При этом толщина за¬

щитного слоя цементной штукатурки в 30 мм обычно доста¬

точна.
Рассмотренные конструкции усиления в виде преднапряжен-

ных затяжек обладают значительными достоинствами, делаю¬

щими этот метод усиления весьма простым и рентабельным.
Достоинства преднапряженных затяжек усиления следую¬

щие:
1.	Возможность изготавливать конструкции на стороне, а

затем только монтировать их на месте, что требует незначитель¬

ного времени и ничтожных реконструктивных работ на ограни¬

ченных участках. Поэтому монтаж конструкций осуществляется

без остановки производства в действующих цехах.
2.	Благодаря возможности производить усиление конструк¬

ций без остановки производства, получается большой экономи¬

ческий эффект особенно при большом количестве выполняемых

усилений, исчисляемых десятками тысяч рублей.
3.	Особая простота конструкций усиления и возможность

быстро включать их в надежную совместную работу с усили¬

ваемым железобетонным элементом путем создания предвари¬

тельного напряжения, залаженного в конструкцию затя¬

жек.
6*
147

4.	Отсутствие стеснения габаритов помещения после прове¬

дения усиления.
5.	Возможность большого повышения первоначальной несу¬

щей способности усиливаемых элементов, доводимой до 2—2,5

раз при одновременном увеличении жесткости.
§ 17. РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ И ТАБЛИЦЫ ДЛЯ

ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ

ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ, ШПРЕНГЕЛЬНЫХ

И КОМБИНИРОВАННЫХ ЗАТЯЖЕК УСИЛЕНИЯ
Устройство горизонтальных, шпренгельных или комбиниро¬

ванных преднапряженных затяжек в целях усиления на суще¬

ствующих железобетонных элементах, превращает эти элементы

в комбинированные системы, состоящие из балочного железобе¬

тонного элемента и стальной затяжки.
Эти системы являются статически неопределимыми, так как

в них возникают дополнительные усилия, которые определяются

помимо условий статики, рассмотрением деформаций системы.
В связи с этим тяжи затяжек должны рассматриваться в

совместной работе с балочными элементами железобетонных

конструкций, на которых они установлены.
Эта совместная работа проявляется в возникновении Стати¬

чески неопределимых растягивающих усилий X в затяжках ог

любого загружения железобетонного элемента после того, как

создана комбинированная система, т. е. когда включена в ра¬

боту затяжка с предварительным напряжением.
Поскольку реактивное опорное давление от затяжки пере¬

дается внецентренно на опорные сечения балочного (усиливае¬

мого) элемента, постольку в последнем, кроме сжатия, возни¬

кают концевые моменты, изменяющие соответствующие пролет¬

ные изгибающие моменты от внешней нагрузки. При шпренгель¬

ных и комбинированных затяжках, помимо возникновения упо¬

мянутых усилий, на усиливаемый элемент действуют дополни¬

тельные разгружающие силы в местах перегиба тяжей, где по¬

следние посредством поперечных подкладок-подпорок плотно

соприкасаются с подпираемым элементом.
Таким образом изгибаемые элементы железобетонных кон¬

струкций, усиливаемые затяжками, обращаются во внецентрен¬

но сжатые, изменяя одновременно свою первоначальную кон¬

структивную схему.
Для упрощения статического расчета комбинированных си¬

стем, получаемых в результате усиления затяжками, ниже при¬

водятся выводы соответствующих расчетных формул, которые

позволяют свести расчет статически неопределимых систем

к ряду простых вычислений по готовым расчетным формулам.
148

Горизонтальные затяжки
Расчетная схема образовавшейся комбинированной системы

при устройстве горизонтальной преднапряженной затяжки

от действия любой внешней нагрузки представлена на

рис. 53, а.
Статически неопределимое усилие X, действующее в за¬

тяжке, может быть найдено, исходя из уравнения взаимосвязи

линейных деформаций балочного элемента и тяжей затяжки,

образующих комбинированную систему.
Под влиянием внешней нагрузки, действующей непосред¬

ственно на балочный элемент, происходит его прогиб с соответ¬

ствующим поворотом концевых сечений А и В (рис. 53, б) «

образованием углов поворота а и ifi этих сечений.
Ввиду плотного сопряжения тяжей затяжки с концевыми се¬

чениями балочного элемента эти тяжи получают некоторые ли¬

нейные деформации удлинения 6. Сам балочный элемент под

действием реактивных сжимающих сил от затяжки получит не¬

которое укорочение.
Выражение взаимосвязи линейных деформаций тяжей за¬

тяжки и балочного железобетонного элемента единой комбини¬

рованной системы будет иметь вид
Значения отдельных деформаций, входящих в приведенное

уравнение (92), могут быть легко определены для любого за-

гружения элемента системы.
1.	От внешней нагрузки
bQ =c(sina + sin{3) = c (a-]-|3)
здесь с—плечо между ося¬

ми железобетонного элемен¬

та и затяжки, а sin a=a и

sin p = p ввиду малости уг¬

лов поворота концевых се¬

чений изгибаемого элемента.
2.	От концевых изгибаю¬

щих моментов Мо—Хс бу¬

дем иметь выражение
8М = С (ам -|- рм) = с	+
I Ш \ _ „ MQl _ Х№
“•2В )	В	В
Рис. 53. Расчетная схема и схема де¬

формаций комбинированной системы,

образуемой горизонтальными затяж¬

ками
а—расчетная схема; б—схема деформаций;

1—усиливаемый элемент; 2—затяжка

Таблица 3
cFoEa
+ с +
В
cFEt
Схема нагрузки
№
расчетных
формул
Расчетная формула
о)

ХЖ
е
У
ИГ
Х =
qP
VIA
95
96
97
98
99
X
X
X.
X.
Х--
qa? (3/ — 2а)

12Al
0,0086?/2
A
0,0130?/2

A
0,0214(7/2
Л
0,416(7/2
при a =
a =
a —
a =
5
/
4
2
6)
n
A*
Pab

= 2/Л
0.08Р/	/
= T“nPHfls=“5~
0.094Р/	/
= —j— nPH a = T"
0.111Р/
A
0,125 Р/
a —
_/_
3
/
Mon
~я'*Х
<0
т
105
Af(
On
2Л
160

3.	От усилия в затяжке в соответствии с законом Гука
а _ Xl	*	XI
X	и Дх
F0Eб	х FE6 •
После подстановки частных значений деформаций общее вы¬

ражение (92) будет иметь вид
XI / , Qv ХШ XI

F0Ea — с(а + ?) в FE6 '
Решая это выражение относительно неизвестного усилия X,

получим
у	(® + Р) В	(a -j- Р) В	/QO \
1 ( В	В \	I А >	^6'
1 ( cFo£a + с + cFE6 )
где	v
А _ В 1.1 в
Л~ сРаЕа +С + ctef •
Подставляя в выражение (93) значения аир (углы пово¬

рота опорных сечений А к В усиливаемого элемента) соответ¬

ственно виду действующих загружений, определяется неизвест¬

ное усиление X в затяжке.
На основе выражения (93) составлена табл. 3, в которой

приведены частные расчетные формулы (94—105) для вычисле¬

ния величины X в затяжке при наиболее часто встречаемых ви¬

дах нагрузок. Пользуясь этими расчетными формулами, можно

сложную схему нагрузок рассматривать как сумму схем про¬

стых загружений, имеющихся в табл. 3.
Для пользования этими расчетными формулами при рас¬

чете усиления неразрезных балок в табл. 3 предусмотрен случай

действия концевого (опорного) изгибающего момента, который

принимается в соответствии с действующими на элемент опор¬

ными изгибающими моментами, давая таким образом возмож¬

ность от однопролетной схемы перейти к многопролетной балке.
Шпренгельные затяжки
Для нахождения лишней неизвестной X — усилия в шпрен-

гельной затяжке не представляется возможным вывести про¬

стые расчетные формулы, как это имело место для горизонталь¬

ных затяжек, поэтому в данном случае приходится идти к

решению задачи несколько более сложным путем, получая в

конечном итоге расчетные таблицы, с помощью которых ^оже

весьма просто находятся усилия X для разных видов нагрузки.
Упомянутые расчетные таблицы представляют из себя вы¬

численные ординаты или площади инфлюентных линий для со¬
151

ответствующих типов комбинированных систем со шпренгель-

ными затяжками.
Таким образом, задача по определению усилий X сводится

к выводу выражения для вычисления ординат линий влияния

и их использования для составления упомянутых расчетных таб¬

лиц. В связи с этим ниже выводятся нужные выражения.
Расчетная схема образовавшейся комбинированной системы

при устройстве на усиленном балочном элементе шпренгельной

преднапряженной затяжки представлена на рис. 54,6.
Однако, прежде чем непосредственно заняться выводом вы¬

ражений ординат линий влияния системы, несколько остано¬

вимся на вопросе учета сил трения, возникающих в местах пере¬

гиба тяжей шпренгельной затяжки, где они плотно соприка¬

саются с подпираемым ими балочным элементом.
Эти силы трения должны быть учтены при выводе расчетных

формул, для чего принимаем среднюю величину коэффициента

трения, которая определена экспериментально для эксплуата¬

ционной величины внешних нагрузок в /0=0,45.
Горизонтальное усилие, передаваемое на наклонные части

тяжей за вЪтетом сил трения (рис. 54,а),
тх = /оДс =foX' Sin а;
Nx = X' cos а;
X = Тх —}- 7VX == X' sin ос -}- cos
*
X'
Соответственно получим
/о Sin а 4- COS а
N = X	cosa-
х	/о sin а + cos а
(110)
Используя выражение (110) и задаваясь различными вели¬

чинами угла а (угол наклона тяжей), можно определить вели¬

чину Nx с учетом возникающего трения. Поскольку для шпрен¬

гельных затяжек а практически изменяется в пределах от 15° до

35°, то легко найти пределы изменения величины Nx в этих ус¬

ловиях. Такие вычисления приведены в табл. 4.
а
cos а
sin а
0,45 sin а
cos а +
+ 0,45 sin а
1
=
х cos а

cos а+0,45 sin о
COS а+0,45 sin а
15°
0,966
0,259
0,116
1,082
0,924
0,891*
20°
0,940
0,342
0,154
1,094
0,915
0,860*
25°
0,906
0,423
0,190
1,096
0,912
0,825*
30°
0,866
0,500
0,225
1,091
0,917
0,795*
35°
0,819
0,574
0,258
1,077
0,929
0,761*
Средн.
0,899
0,420
0,189
1,088
0,919
0,826*
152

#ХЩ X o(\L	* tr
тх*ЯхЪ
*)
*0&Xh
~¥7
/Yx*0,6252
B)
J
г
■Vмх у
A?,-.
1^1Fx _
h
tsf'-
тАп тх | I 1 2а
4f-

™■ "Т
/К,
~0,d25Stgct
6л
l"2a
Рис. 54. Расчетные схемы и схемы деформаций комбинированной
системы, образуемой шпренгельными затяжками
а—схема усилий в месте перегиба тяжей; б—-расчетная едема; в—схема I-го состоя-

ння; г—схема П-го состояния; д—расчетная схема при действии опорного момента

Таким образом, в среднем можно принять
Nx = 0,826*;
X' = 0,919Х.
Поскольку анкеровка тяжей шпренгельных затяжек осуще¬

ствляется вверху усиливаемого элемента, то вследствие этого

на опорах возникают дополнительные изгибающие моменты.
В соответствии с результатами проведенных экспериментов

(см. § 31) положение нейтральной оси можно в среднем считать

на расстоянии 0,4 h от верхней сжатой грани, поэтому средняя

величина концевого изгибающего момента — Мх (см. рис. 54, б)

будет
Перейдем к выводу выражений ординат линий влияния лиш¬

ней неизвестной величины X (усилие в тяжах горизонтальной

части) шпренгельной затяжки комбинированной системы, что

проще всего сделать, пользуясь принципом взаимности переме¬

щений по расчетной схеме, приведенной на рис. 54,6.
Первым состоянием системы будет действительное состоя¬

ние, изображенное на рис. 54, в, при действии на нее сосредото¬

ченного груза Р, сил X и Nx, а также опорных моментов Мх.

Второе состояние—когда вместо сил X действуют единичные

силы 5=1, а внешняя нагрузка отсутствует, как это показано

на рис. 54,2.
Найдем сначала выражения для угла поворота — <р концов

железобетонного элемента от сил 5=1 и величины его проги¬

бов /а и /х в расстояниях а и х, отсчитываемых от опор

(рис. 54,г).
Учитываем действие двух симметрично расположенных сил
Мх = 0,826^-0,4/1 = 0,33^.
(111, а)
Определение угла ф
D — Ntga = 0,826Stga
(in, б)
и двух концевых опорных моментов
0,33 Shi

2В
154

то
	0,8265/t (/ — а) — 0.335Л/ _ Sh (t — 1,67а)
*	“	2В	~ 4,04В
Определение прогиба f
а2 *0,8265 tg а
~6В	2В
f _ (3/— 4а) а2*0,8265 tg а (/ —a) a-0,335/i

/а
Так как
tgo-. = — ,
Л ’
ТО
^ 	 (3/ — 4a) ah -0,8265— (/ — а) аЛ5 а//5 (/ — 1,57а) ,.. о \
/а—	6В	** 4,086 * (П6)
Определение прогиба fx
а)	на участке протяженностью а, считая от опоры до места

перегиба тяжей
0,8265 tg а [Зал: (I — а) — лг3] O.SSShx (/ — х)
/,
6В	2 В
, h

подставляя вместо tg a его значение — и произведя некото¬

рые преобразования, получим
^ 	 5Л[Зал;(/ — а) — хг— х{1 — лс)а-1,21]	ni/i\
7,27В-a	’	'
б)	на среднем участке в расстояниях а от каждой опоры
г	 0,8265 tg а [Злг (/—х) — а2] а 0,33Shx (/ — х) _
/х—	2В	~
5Л {[3х(1 — х) — а2] а — х(1 — х) а-1,21}	/11 к\
-	Т$Ша	’	^ '
Выражение работы сил первого состояния на деформациях

второго состояния, как известно, равно работе сил 5=1 второго

состояния на деформациях сил первого состояния, поэтому
ОЛУГ Df I V* I а; 0,826/ 1Х , Л, 0,826*/
-2Mxf - Р/х + Л„	= 16, + ЛГ, —щр— .
Так как
ЛГХ=0,826ЛГ; N,=0,826*1; Мх = 0,33**
и
*(/ —2а)
155

то
-2-0,33xhf - Pfx+ Л\ + 0,682^ =
= 1 1 -X(L r2a)- + 0,682
XI
EaF0 '	E6F '
Откуда
- 0,66Xh4 - Pfx + A-S,, = _ x(l~2a)
■саг о
Ph=x[ К + -о,ббл<р],
поэтому
x=p:	т-t	=p-4-’ (116>
°H+ EaF0 0,66Л<р
где
5=s..+-w-°'66At-
Используя выражение (112), получим
с ss I ^ 2л л (yd. и 1 ^(1 1*67а)
5 = 8н + -адг-0,66А—тв—^
*	, / — 2а Л2(/ —1,67а)	/и^ч
= 8н + -ёЛ	Ш5	•	(117)
Выражение (116) само по себе представляет инфлюентную

линию величины X, поэтому им можно воспользоваться для по-

лучения формулы, определяющей X.
Для нахождения 6П необходимо взять производную выра¬

жения для потенциальной энергии наклонных тяжей и изогну¬

той балки по силе 5, подставляя в эту производную 5=1.

Потенциальная энергия наклонных частей тяжей затяжки
<0,8265x2 а
[cos a) cos а о_ 0,6825%	52а	(UR.
1	2EaF0 ’ ~~ EaF0 cos3 а l,47£aF0 cos3 а * v °)
Потенциальная энергия балочного железобетонного (подпер¬

того) элемента шпренгельной системы (работа сил D =

=0,826 5 tga; N=0,826 5; М=0,335Д с коэффициентом 0,5)"
V2 = 4- 0,826-Stg«/„2 + (0,8™fl + -i-0,33Sft?-2 =

= 0,826 5 ■£/. + 0flfl + 0,33SA<p.
156

С учетом выражений (112) и (113) получим
%
„ 0,826S2A2(f— 1,57я) 0,341<S3/
К2 ~	4,08В	+ E6F “г
0,3352Л2(/_ 1,67л) _ 1,16052Л2(/—1,6л) .
4,04 В	~	4,08 В
, 0,34152/ _ S^h? (/ —1,6#) , S4	П10^
"* E6F ~ 3,525 "т" 2,94eF '	'11У'
Искомое выражение потенциальной энергии получим, сум¬

мируя выражения (118) и (119),
1 /	т/ I I/ 		$2а	I 52Д2 (/ 1 f6a) - 52/	,.
К - V1 + V2 - 1)47£Лс08за Н 3^25 Г" 2,94£6F *
Для упрощения дальнейших выражений введем обозначения
EaF0h ’
<122>
= £ofA '	(123)
Тогда выражение (120) примет вид
v S*aKK0h | W(/_1|6a) SHhKx _
1,47В > 3,52В + 2,94В “
_ S*h [2МККъ + Л (/ - 1,6а) + 1,2ОД
3,52В
(124)
Берем производную выражения (124) по 5 и, приравнивая

5=1, получаем
*	_h[2,4aKKo+h(l-l,6a) + \,2lKi]	/10Сч
И—	; 1/76В	•
Имея выражение (125) для 6н , подставим его в (117) и

определим Б
E_h[2,4aKKo + h(l— l,6a) + 1.2//С,] , I-2а
1,76В	"+~ EaF0
h* (/-1,67а)	/1ав,
6,12В •	(12ЬУ
157

Полученное выражение (126) преобразуем, используя фор¬

мулу (121). Тогда
^ h[2,4aKK<>-\-h (/-1,6а)+U//C1+1,76/С (/-2а)-0,288/г (1—1,67а)]
Ь — ~	1,765	~
h (2,4аККо + 0,712Л (/ - 1,57а) + 1,2//С, ■+ 1,76/С (/ - 2а) ]	, 1 отч
—	ijqB	* К^П
Используя выражения (114), (115) и (127), найдем значе-
/х
ние =gr-.
Для участка протяженностью а при 5=1, вводя в числитель

и знаменатель /3, получим следующее выражение:
/х	1.765
h [2,4аКК0 + 0.712А (/ — 1,57а) + 1,21КХ + 1,76/С (I - 2а)]

h[3ax(l — а) — х3— х (I — х).а-1,2] /3
X
X
/ i-Jlb	I
/3
X
~ 4,13а [2,4а/С/Со + 0,712Л (/ — 1,57а) -f \,21Кх + 1,76К (/ — 2а) ]
w Зах(1 — а) — х3 — х(1-х)а-1,21	/юоч

X	р	.	(1^р)
Принимая обозначения
А = 4,13а [2,4а/С/СоТа7‘Г2Л77^Х57а) + 1	’ ^129^
, _ Ъах (I — а) — хъ — х(1 — х) а-1,21 .	(130)1
/3
найдем
Х = Р-^-=РАу'.	(131)
Для среднего участка в расстояниях а от каждой опоры со¬

ответственно будем иметь
Х=РАу\	(132)
где А сохранят свое значение по (129), а
у" — [Зл:(1 — х) — а2] а — х(1 -х)а-1,2	(133)1
(выражение (133) получено аналогично (130) при подстановке

в (128) значения fx по (115).
1 Выражения (130) и (133) далее не преобразовываются для упроще¬

ния производившихся на их основе вычислений при составлении табл. 5,6, 7
и 8.
158

Для частных значений
По выражению (129) получим следующие значения А:
при
a = -
l
3
A =■
I
1,1 KKo + 0,47 h + 1,65/Ci + 0,81/C ’
(134)
n
a =
l
4
A =
/
0,62/C/Co + 0,45/* + 1.24/C! + 0,91 К ’
(135)
»
a =
I
5
A =
/
0,4/C/Co + 0,4Л + 0,99/C! + 0,87/C ’
(136)
a =
I
A
/
(137)
n
6
/1
0,28/C/Co + 0,36/r + 0,83/Cj + 0,81/C *
Чтобы максимально упростить вычислительную работу при

проектировании шпренгельных затяжек усиления, по выраже¬

ниям (131) и (132) были построены инфлюентные линии, а на

их основе составлены расчетные табл. 5—8.
Для вычисления ординат линий влияния были использованы

найденные выражения (130) и (133).
В железобетонных конструкциях обычно имеют место эле¬

менты неразрезные или упруго и жестко заделанные на опорах,

поэтому разберем случай действия на элемент, усиленный

шпренгельной затяжкой произвольного опорного изгибающего

момента, величина и направление которого могут быть приняты

соответствующими роду заделки, что позволяет достаточно

просто вести расчет усиления таких конструкций.
Для такого случая расчетная схема представлена на

рис. 54, д.
Аналогично предыдущему выражение работы сил примет

вид
о	лл лл ! v' I \т 0*826 <	I 1* 0.826.А7
—2Mxf - м0<( -f Xin 4- Nx / = 18, + iV, —щр— .
Так как
Nx = 0,826A'; Nl = 0,826; Mx = О.ЗЗА'Л; 8, = X(l~2a) ,
TO
- 0,66A7/? - M„<t + XS„ + 0,682 » =
= b ^-+0,682^.
159

Таблица 5
с.
ж
<7 —*■
-— 1-га —
F X

1
У-
в	1
^ Общие коэффициенты: К = Ёлр0Л > ^о= 'созза
К
[■в
JL—1-Z3L
X
Кх = -
в
E(>Fh
а — — 1

3
А =
1
l.lKKo + 0,47ft + 1,65 К, + 0,81/С
r't
Jc*—
—4.
ImmmmH _
0,5 (1-х)
■*\ \0,5х\0,5х\~-я
Miiiiiiiiiliimr^
-HL
X = ЛР^
X = АдРш
X = Aqpo*
X
X
X
~Г
У
1
а>
~т
0)
0,05
0,01430
0,05
0,00036
0,10
0,01124
0,10
0,02980
0,10
0,00146
0,20
0,02218
0,15
0,04570
0,15
0,00335
0,30
0,03252
0,20
0,06150
0,20
0,00603
0,33
0,03578
0,25
0,07640
0,25
0,00898
0,40
0,04198
0,30
0,08950
0,30
0,01313
0,50
0,05028
0,33
0,09640
0,33
0,01623
0,60
0,05618
0,35
0,09970
0,35
0,01786
0,70
0,06154
0,40
0,10720
0,40
0,02303
0,80
0,06532
0,45
0,11160
0,45
0,02850
0,90
0,06752
0,50
0,11320
0,50
0,03412
1,00
0,06824
160

Таблица 6
В
С
im
**-a r-
и— l-Za —j
— а—г
44.
F X
■
COS3a
*i =
В
E6Fh
1
0,62KK0 + 0,45ft + 1,24/С, + 0,91/с
'77F75
X - APly
х
I
рпшЬ
X =AqP U>
x
T
0,5(l-x)
IS.
тгУ?
\0,5x\0,5x\*^
liiiiiiiiiliifinTmK
X = Aqr-o>
ш
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,01360
0,02810
0,04260
0,05620
0,06840
0,07840
0,08640
0,09190
0,09550
0,09640
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,00034
0,00138
0,00315
0,00562
0,00873
0,01240
0,01652
0,02098
0,02566
0,03046
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,00960
0,01896
0,02788
0,03612
0,04346
0,04968
0,05462
0,05816
0,06024
0,06092
161

Таблица 7
hi
ГгУ+Т
Г— L-2a —I
— а —-
"Ч
F X
л ■ » , П
т
В	1
-к Общие коэффициенты: К = £ pj^; Ко = ~QS д3 ;
м)	а 0
в
*i =
E6Fh
а = — I
5
777Т7ф
X = APly
v
А =
1
ОЛККо + 0,4ft + О.ЭЭЛ", + 0,87 К
X = Aqlaa>
X
т
X = Л?/2о>
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,01240
0,02520
0,03780
0,04940
0,05920
0,06700
0,07350
0.07800
0,08070
0,08160
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,00031
0,00125
0,00283
0,00501
0,00772
0,01088
0,01440
0,01819
0,02216
0,02622
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,00812
0,01606
0,02364
0,03068
0,03700
0,04242
0,04678
0,04994
0,05182
0,05244
162

— о
r— l-Za —н
— a —
4^
F X
в
Таблица 8

1
£б^Л
-F—
X = ЛР/у
«г
Г
Л =
1
0,28К/С0 + 0,36л + 0,83/Ci + 0.8Щ
jjini]
mnrck
X = AqPo>
X
т
00
¥
iiiiiiiiiiitiiiiiii;
X = AqP 0>
ж
Z
0,05
0,10
0,15
0,167
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,01120
0,02250
0,03350
0,03680
0,04310
0,05320
0,05830
0,06370
0,06720
0,06920
0,07030
0,05
0,10
0,15
0,167
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,00028
0,00112
0,00252
0,00312
0,00444
0,00685
0,00964
0,01269
0,01596
0,01937
0,02286
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,667
0,70
0,80
0,90
1,00
0,00698
0,01380
0,02034
0,02644
0,03202
0,03684
0,03948
0,04068
0,04348
0,04516
0,04572
163

Откуда
Afo? = X [
I — 2a
+ S„ - 0,66/J ;
£,Fo 1 '1 	TJ
* = ;-2a '			=	(138)
“ад+^П-б.ббЛср
Полученное выражение (138) подобно выражению (116), в

котором fx заменено соответственно величиной ср. Значение В

сохраняется по формуле (127).
Иапользуя выражения (112) для «р, (127) для Б и (129) для

А, при элементарных преобразованиях получим
-j- = Л -)-1'8 (/ ~|-67а>а = A -j-/",	(139)
где
у" = 1,8(г~1;67а)а .	(140)
Для частных значений а

при
а — -j- будем	иметь	у'" — 0,266;
» а = »	»	_yw = 0,262;
» а — »	»	у"' = 0,240;
» а = х *	»	У" = 0,216.
Тогда
X = М0А-j- у'".	(141)
По этим частным значениям составлена табл. 9.
Комбинированная затяжка
Комбинированные затяжки усиления в статическом отноше¬

нии являются дважды статически неопределимыми системами,

поэтому вывести общие расчетные формулы, относительно про¬

стые и удобные для практического использования, трудно.
Чтобы все же упростить расчет этих комбинированных кон¬

струкций, можно вывести формулы, подойдя к решению задачи

приближенно, но с достаточной для проектирования точностью.
Сначала определяем распределение усилий в тяжах затяжки,

где они раздваиваются, предполагая известным усилие в сред¬

ней горизонтальной части затяжки. Затем найдем усилия,
164

Таблица 9
К В К 1 В
Общие коэффициенты
EaFQh ,ЛоГ" cos3a ’**— E6Fh
1
1
а — 3 1
А~ 1,1/CAo-f- 0,47A + l,65ACi + 0,81/С
>
у = 0,266
1
1
а = — /
А~ 0,62/С/Со + 0,45Л + 1,24/С + 0,91/С
у = 0,262
1
1
а=~г1
А ~ 0,4/С/Со + 0,4Л + 0,99/Ci + 0,87/С
у = 0,240
1
1
в	g"Z
А ~ 0,28/С/Со + 0,36Л + 0,83/Ci -I- 0,81/С
у = 0,216
за местом расчленения тяжей затяжки, считая известным их

распределение.
Такой метод решения дает первое приближение, но вполне

достаточное, чтобы проверить принятые сечения элементов за¬

тяжки и всей комбинированной системы в целом.
При сравнении результатов принятого приближенного ме¬

тода расчета и точного статического расчета максимальное рас¬

хождение достигало 7%, при средних — расхождения в преде¬

лах 4%. Принятый приближенный способ расчета можно счи¬

тать приемлемым для решения поставленной задачи, так как он

позволяет получить относительно простые расчетные таблицы.
Эти таблицы представляют собой вычисленные ординаты

или площади линий влияния неизвестного усиления X на гори¬

зонтальном участке тяжей затяжки, поэтому вывод расчетных

формул касается нахождения общего выражения для ординат

упомянутых инфлюентных линий усилия X, соответствующих ти-
165

пов комбинированных систем, ис¬

пользованных при составлении

расчетных таблиц.
При выв-оде расчетных фор¬

мул были приняты частные обо¬

значения, не вошедшие в приве-

jfrS'wxA денные в начале книги общие

$62S обозначения:
Sn=0,586S
•S'cos а

S# cosct	sincf
OLc
a
0M-
m
0,05 h
0585 S
угол наклона тяжей;

расстояние от опор до ме¬

ста расчленения тяжей;
S'—усилия в тяже 0—!l;
S"—усилие в тяже 0—2;
/п—длина тяжей затяжки от

места их расчленения до

анкеров;
80— перемещение точки 0.

Индексы 1, х и 5 показывают,

от каких воздействий возникают

соответствующие усилия или де¬

формации.
Распределение усилия 5 в тя¬

жах определяется методом сил.
Основная система изображена

на рис. 55,а. На рис. 55,6 и в-

представлены расчлененные дей¬

ствия на систему узла сил D— 1

и S.
Общее уравнение деформаций

при несмещаемости опоры О в направлении действия силы Dx

при принятых обозначениях
Рис. 55. Расчетная схема усилий

в узле расчленения комбиниро¬

ванной затяжки
а—схема основной системы: б—схема

действия на систему силы Д-1; в—схе¬

ма действия на систему силы о; г—схе¬

ма распределения действующих усилий

в тяжах расчлененной затяжки;

д—схема усилий в тяжах расчленен¬

ной затяжки; е—схема средних вели¬

чин усилий в тяжах расчлененной за¬

тяжки
О — b0s — KiDx.
0lj
При действии силы £> = 1 (рис. 55,6) усилия в тяжах
1
s;
S' =
Sin а
1
cos а
tg а Sin а
При действии силы S (рис. 55, б) усилия в тяжах
s> 0; s; = s.
Определим соответствующие деформации точки О
^П ^П (*^l)2 ^1 + (*^l)2 As
(142)
(143)
(144)
'01
= £
Ей Fо
(145)
166

Подставляя в (145) значения (143) и (144), а также
получим
1	а	I
/, =	 и /•> = а,
1 cos а	- ’
/ 1 у . _2_ + /“«ув
^ Sin а у cos а ^ у sin а ]
01 ^
а	a cos2 а
+
sin2 о cos о ^ sin2 а	я (1 + cos» а)
£a^o	еаЛ> Sin2 a cos а
* _ v S±Ss г _ S1 ^ ^ *2 _
°°* ~ ь e&f0 1п ~ ад ~
cos а л

5‘Д
(146)
Sin а
ад
Из уравнения (142) определяем величину Dx.
(147)
fe-- (148)
Подставляя в (148) выражения (146) и (147), будем иметь
COS а
—г:—Sa sin2 о COS а

П -		sin а COS» а-S	П49.
*	а (1 + COS3 а)	1 + cos3 а	V /
Определив величину реакции Д*, далее простым разложе¬

нием действующих нагрузок в точке О вычислим величину уси¬

лий в тяжах
= <15°)

5" = 5_0^а	(151)
Используя выражения (149), (150) и (151), найдем
•S'- [ + COS3 а	(152>
=	1 + COS3, )•*•	(153)
Так как в комбинированных затяжках наклон тяжей имеет

больший диапазон, чем в шпренгельных затяжках и изменяется
167

в пределах от 10 до 40°, то можно по выражениям (152) и (153)

найти пределы изменения усилий 5' и S" в тяжах, а также их

средние практические значения.
Результаты вычислений приведены в табл. 10.
Таблица 10
«
8
.5
*<я
в
со
О
и
3
со
О
и
8
ео
СО
О
и
8

со

СО

О

и

+

*—с
<0
со
СО
О
и
8
со
СО
о
и
+
т*Н
со
•S
*3
о
8
со
О
и
в
в
*53
3
о
Ч-

8

СР

О

и
10°
0,174
0,985
0,970
0,956
1,956
0,496 5
0,489
0,511 5
0,078
0,925
15°
0,259
0,966
0,933
0,901
1,901
0,490 5
0,475
0,525 5
0,116
0,891
20°
0,342
0,940
0,884
0,831
1,831
0,482 5
0,455
0,545 5
0,154
0,860
25°
0,423
0,906
0,821
0,744
1,744
0,470 5
0,426
0.574 5
0,190
0,825
30°
0,500
0,866
0,750
0,649
1,649
0,455 5
0,395
0,605 5
0,225
0,795
35°
0,574
0,819
0,671
0,549
1,549
0,433 5
0,355
0,645 5
0,258
0,761
40°
0,643
0,766
0,587
0,449
1,449
0,405 5
0,310
0,690 5
0,289
0,725
Сред¬
нее
0,486
0,893
0,461 S
0,585 5
0,825
В дальнейших вычислениях распределение действующих уси¬

лий в тяжах расчлененной затяжки принимается на основе сред¬

них значений этих усилий, найденных в табл. 10 и представлен¬

ных на рис. 55, г.
Учитывая возникающие силы трения в местах плотного со¬

прикосновения наклонных тяжей с подпираемым ими элемен¬

том конструкции, как это было сделано при рассмотрении

шпренгельных затяжек, окончательная величина среднего уси¬

лия в наклонных тяжах затяжки будет (рис. 55, д)
S' cos а = Sq cos ol-\- Т == S'Q COS а+/о$о Sin а =
= S'0 (cos a -f-/0 sin a),
откуда
COS Л
о	COS a -(- /о a *
где /о = 0,45.
Согласно табл. 10
cos a =0,825,
COS a 4- 0,45 Sin a
поэтому
s; = S'-0,825 = 0,4615-0,825 = 0.380S,
168

Соответствующая составляющая горизонтальной реактивной

силы на опоре от усилия So будет
б;*cos а = 0,893• 0,380-S = 0,3405.
Расчлененные тяжи затяжки анкеруются вверху и внизу

усиливаемого элемента, поэтому на опорах возникают дополни¬

тельные концевые изгибающие моменты.
Принимая положение нейтральной оси на расстоянии 0,4 h

от верхней сжатой грани, согласно результатам проведенных

экспериментов (см. гл. X), а анкеровку нижнего горизонталь¬

ного стержня — на расстоянии 0,65 hl от нейтральной оси,,

можно вычислить величину концевого опорного момента

(рис. 55, е).
М = 0,3405* ОДА - 0,5855-0,65Л -

= 0,1365Л —0,3805/г =- 0,2465Л.
Расчетные формулы для комбинированных затяжек с тя¬

жами из двух и четырех стержней будут различаться, после их.
расчленения при двух стер¬

жневых затяжках площадь

поперечного сечения тяжей

удваивается, а в четырех¬

стержневых затяжках со¬

храняется.
Вывод расчетных формул

произведем для двухстерж¬

невых затяжек, а затем при¬

ведем .расчетные выражения

для четырехстержневых за¬

тяжек.
Неизвестную величину X

усилия в средней горизон¬

тальной части затяжки оп¬

ределим, пользуясь прин¬

ципом взаимности переме¬

щений.
Расчетная схема усилен¬

ного элемента представле¬

на на рис. 56, а.
1	В дальнейших выводах фор¬

мул в целях упрощения прини¬

мается, что тяжи затяжек сов¬

падают с нижней гранью усили¬

ваемого элемента. Это не влияет

существенно на конечные резуль¬

таты и направлено в запас проч¬

ности.
При 2 Ветвях ~f0
{ . / ,.L_T
V^l
/Л ' 2Ы
1^
л* а
1-1Ь Т
а *
/к,
о
ТЧа
МХ=0,2ШЬ

0ШЗГ\
I Тг-ОМХ
=0,925X

Щ535Х
МгМШЬ
#rO$25S
г) Мо
Рис. 56. Расчетные схемы и схемы де¬

формаций комбинированной системы,,

образуемой затяжками комбинирован¬

ной конструкции
а—расчетная схема; б—схема I-го состояния;

в—схема П-го состояния; г—расчетная схема

при действии концевого изгибающего мо¬

мента М0
16&

Первым состоянием системы будет действительное состояние,

изображенное на рис. 56,6, при действии внешней нагрузки Р

и сил X, Nx и опорного изгибающего момента Мх.
Второе состояние будет, когда вместо сил X действуют еди¬

ничные силы 5 = 1, а внешняя нагрузка отсутствует, как это по¬

казано на рис. 56, в.
Прежде чем перейти непосредственно к выводу расчетной

формулы для ординат линии влияния величины Х> найдем сна¬

чала выражения для угла поворота <р концов железобетонного

элемента от сил 5 = 1 и величины его прогибов fa и fx на расстоя¬

ниях а их, отсчитываемых от опор.
Определение углаяр
Учитывая действие двух симметрично расположенных сил

D=0,340 Ctga и двух концевых опорных моментов М=0,2465й,

получим
m _ 0,34° tg a (/ — а) а .
Т	OR	“Г
0,2465Л/
2В	1 2 В
Так как tga=—, то
° а
<Р =
5/г (0,586/ — 0,340a) _ 0,5865/г (/ — 0,58la) _
2	В	~	2 В	~
_ Sh(l — 0,581a)
~~ 3,42В
(154)
Определение прогиба fs
*	_ (3/ — 4a) a2 •0,3405 tg a , (/ — a) a.0,2465/t

J'1 —	6 В	2 В
h
Так как tga = — , то
6	a ’
х _ (3/ - 4a) ah • 0,3405 + (/ - a) 0,738ahS _
J*	6В	~
_ ahS (1,758/ — 2,098a) _ 1,758аЛ5(/— 1,19a) _ ahS (/ — 1,19a) /1C^
—	6B	~~	ЬВ	~ 3,42 В • ' '
Определение орогиба fx
а)	На участке протяженностью а, считая от опоры до места

расчленения тяжей,
г 0,345 tg а [Зал: (/ — а) — л:3] . 0,246Shx (/ — л:)
Тх —	ёв	г	2 В
170

Так как tga = —, то

° а
г 	 0,345Л [3ах (I — а) — х3] + OJZSShx (/ — х) а
/х —	QBa	“
	 Sh [3ах (/ — а) — х3] + 2,16Shx (I — х)а	/1 кс \
““	\7,&ЬВа	*	'1£)Ь'
б)	На среднем участке в расстояниях а от каждой опоры
х 	 0,34 tg a [Зх (I — х) — а2] а , 0,2465Лл: (/ — х)
jx _ | _ —
	 Sh [Зл: (/ — х) — л2] + 2,16Shx (/ — х) а	(157)1
17,65Вл
Выражение работы сил первого состояния на деформациях

второго состояния, как известно, .равно работе сил 5=1 второго

состояния на деформациях сил первого состояния
I од, n/ , w , Дг 0,925/ 1 * , Л, 0,925Л7

+ 2Af1<p-P/x+A3n + #x-Jg-f =!•>, + #! ’Etf, ■ .
Так как
Nx = 0,585^ + 0,340^ = 0,925^, (см. рис. 57, б) и

/V, = 0,925; Мх = 0.246ЛГ Л и 8, =	,
то
+ 2-0,246ЛГА?- Pfx + Л*,, +	X = - 1 ХЕ-у-~- +
. 0,855/ v

+ E6F ’Л *
Откуда
ОДЭА-А? - Pfx + Л-8,, = - 1	;
Я/,= х[8п + -^ + 0,49Л<р]:
fX	 	 п fx
. - 2л

8П+ £aF0 + °*49Л¥
*	= Р	^(158)
1 Для удобства последующих вычислений выражение (157) далее не

преобразовывается.
171

Здесь
5 = 8n+J£^ + °-49A'P-
Используя выражение (154) при 5=1, получим

£=*■.-
= SH + -^+ НЧ‘^Ш1а) ■	О59)
Выражение (158) представляет из себя инфлюентную линию

величины X, поэтому им можно воспользоваться для получения

расчетной формулы определяющей X.
Для нахождения 8П следует взять производную выражения

для потенциальной энергии частей расчлененной затяжки и

изогнутой балки по силе 5, подставляя в эту производную 5=1.
Потенциальная энергия наклонных частей тяжей затяжки
/ 0,345 \2 а
V	— \ cos а / cos а о_ 0,11652а

1	2EaF0	EaF0 cos3 а
52а (160)
8,6£a^o cos3 а
Потенциальная энергия горизонтальных частей расчленен¬

ной затяжки
т/ _ (0,5865)2 а 0_ 0,34452а _ &а	/1С1Ч
V2~ 2EaF0 'Z~ EaF0 ~ 2,9\E&F0 *	^ '
Потенциальная энергия балочного железобетонного элемен¬

та (подпертого), т. е. работа усилий D, N и М с коэффициен¬

том 0,5.
D = 0,345-tga; N==0,9255; М = 0,2465/*;

К3 = 4- -0,34Stga./a.2+ -1-0,9255 •
+ 0,246Sh<t -i- • 2 = 0,345 4 Л + + 0,2465А<р.
Учитывая выражения (154) и (155), а также то, что tga =

h
получим
а
т г л n j л* A ahS (/ — 1,19a) ■ 0,4352/ .

К, = 0,345— • 		1—
I	и Sk(l — 0,581a) 0,4354 ,
+ 0,2465ft	3^3	= -щр- +

. о,3452/г2 (/ - 1,19а) + 0,2465^3 (I - 0,581а)
3,42В	“
_ 0,4358/ . 0,24652/г2 (2,39/ - 2,23а) __ S4
E6F	3,42В	~ 2,33E6F +
SW{1- 0,935а)	/1/?оч
+	да	*	(162)
Искомое выражение потенциальной энергии равно сумме вы¬

ражений (160), (161) и (162), т. е.
V-Vi+Vt+Vt-	+
. 52/ . 52Л2(/ —0,935а)	nfiC?v
“г" 2,33 E6F '	5,85 В	*
Для упрощения дальнейших выражений введем обозначения:
*=-w;	<164>
; (>65)
(166)
Тогда выражение (163) примет вид
,7_ S2ahKKo I S*ahK S2lhKг 52Л2 (/ —0,935а) _
V	~ 8,6В ' 2,91В + 2,33В “1"	5,85В	—
_ S2h [аКК0 + 2,96а/С + 3,68//^ + 1.47Л (/ - 0,935а) ]	,<
“	8,6В	‘ 10’
Беря производную выражения (167) по S и приравнивая

5=1, получим
*	h [аККо + 2,96а/С + 3,68//С, + 1.47Л (/ — 0,935а) ]	/1ЛОЧ
Ьп—	AW	. (lDOj
Имея выражение (168) для 8П, подставим его в (159) и

определим Б.
г, ' h \aKKo + 2,96ак + З,68//Сх + 1,47h (/ - 0,935а) ] ,
ь =		Ь
4,3В
I	— 2а | Л3 (/ — 0,581а) (j

+ “1Л“ +	W85	•
173

Полученное выражение преобразовываем, используя (164).

Тогда
Б = h [аКК0 + 2,96аК + 3,68//Cx + 1,47Л (/ - 0,935а) + 4,3К X
X (/ - 2а) + 0,615Д (/ - 0,581а)] : 4,3В =
h [аККо + 2,96аК + 3,68/#! + 2,08k (/ — 0,83а) + 4,3К (/ — 2а)] ,, ,_r,v

* ‘	4ДВ	• (17°)
Используя выражения (156), (157) и (170), получим значе-
fх
ния для .
Для участка протяженностью а, считая от опоры до места

расчленения тяжей затяжки, при 5 = 1
fx 		4,3В	^
Б h [аКК0 + 2,96а/С + 3,68//Ci + 2.08Л (/ — 0,83а) + 4,3К (/ — 2а) ]

h [3ах (/ — а) — х3 + 2,16* (/ — х) а] /3
X
1 / y\J%J±JU	I
/з
X
4,1а2/С/С0 + 12,15а2/С + 15,la//Ci + 8,55аЛ (/ — 0,83а) + 17,65 Ка (/-2а)
ч	Зах(1 — а) — х3 -Ь 2,16л: (/ — х)а	/i7i\
X	1 /1 /
Принимая обозначения
/3
^ = ~4,1 а2К/С0+12,15а2/С+15,1а/+8,55аЛ (/—0,83а)+17,65tfa (/—2а) ’ (172^
_ Залс(/ — а) — *3 + 2,16л: (/ — х)а	/17о\1
J'	Ji	»
получим
X = РЦ = РАу'.	(174)
Аналогично для среднего участка на расстояниях а от каж¬

дой опоры получим
Х=РАу",	(175)
где А сохраняет свое значение по (172), а
уП _ а [3* (/ —-У) — а2] + 2,16л: (l—x)a	(176)1
/3
1	Выражения (173) и (176) далее не преобразовываются для упрощения

вычислений при определении у' и у".
174

n	I	III
Для частных значении а — а =\ a— -g-; а = -g-
по выражению (172) получим следующие значения А:
А П АЬкГК~ _1_ Я Я1 и _1_ А ПЯА\ J_ 9 ПЯ/» »
(177)
^	Л 9Я/ГК. _1_ 9 07Л' А. Я 77Л". _L 1 RQh »
(178)
при
1
а — 3 ;
1
•
0,45/С/С0 + 3,31/С +5,03/Ci + 2,06Л ’
1
при
а = т
1
0,26/С/Со + 2,97/С + 3,77/Ci + 1,69Л
1
при
Iю
II
в
1
‘ 0,16/С/Со + 2,6/С + 3,02/Ci + 1,43Л ’
1
при
а = -Т
1
* 0 1 ККК~ J- 9 -1_ Я 1\9К. _1_ 1 4ЯЛ ’
(179)
А~ 0,11/С/Со + 2,3/С + 2,52/Ct + 1,23Л '	^180^
Для четырехстержневых затяжек расчетные формулы выво¬

дятся совершенно аналогично, но с учетом, что в месте перегиба

верхних тяжей затяжка расчленяется, и в отличие от двухстерж-

'Не'вой затяжки площади каждой расчлененной части будут рав¬

ны 0,5 F0, и только в средней части сохранится сечение затяжки

величиной F0.
В связи с этим в конечной расчетной формуле (172) в зна¬

менателе увеличатся вдвое величины коэффициентов при ККо

и К. Поскольку выражения (160) и (161) уменьшатся вдрое,
А = 8,21 а2/С /Со+24,3a2/C +15,1 a//Ci+8,55аЛ (/—0,83а)+17,65/Са (/-2а)
Л	I	I
и соответствующие частные значения А при	а =-^~ ;
•я = ; а—~§’ по выражению (181) примут вид:
ПРИ а==сТ А = о,91/С/Со + 4,66/С + 5,03/Ci + 2,06Л ; (182)
I
при а —
4
А~ 0,52/С/Со + 3,73/С + 3,77/Ci + 1,69ft ;
175

I
при a =
“ 0,ШК0 + 3,19/С + 3,02/Ci + 1,43A ;
(184)
I
при a = -g-
Л =
/
(185)
0,23/C/C0 + 2.63K + 2,52/Cj + 1.23Л *
Для упрощения вычислений по выражениям (174) и (175)

были построены линии влияния и на их основе составлены рас¬

четные табл. 11, 12, 13, 14.
Для вычисления ординат линий влияния были использованы

выражения (173) и (176).
В неразрезных, упруго и жестко заделанных железобетонных

элементах имеются опорные моменты. Поэтому разберем случай

действия на элемент, усиленный комбинированной затяжкой,

произвольного опорного изгибающего момента, величина и на¬

правления которого могут быть приняты соответствующими

роду заделки, что позволит достаточно просто вести расчет уси¬

ления таких конструкций.
Расчетная схема для рассматриваемого случая представлена

на рис. 56, г.
Выражение работы сил примет вид
+2Mxrf-м0? + л-г„ + л/х	= i.5, + /v,
0925Л7_

E6F ‘
Так как
= 0,925*; Nx = 0,925; ^ = 0,24 6Xh
*	_ X(l -2a)
TO
2	• 0,246X/t? - M0<p + Xbn +	• * =
1 X(l — 2a) 0,855/ v

EaF0 + E6F *Л’
откуда
и
X =
. м0 = М0-^- . (186)
176

Таблица И
В
Общие коэффициенты: К = £а/?~/Г 5
Ulpu 2 ветвях -ft

\flpu 4 ветвях-0.5 Гд
к=—к = в
0 COS3 а * 1
E6Fh
а
Затяжка из двух

стержней
Затяжка из четырех

стержней
А “ 0,45 ККо+3,31 К+5,03 Kj+2,06 h
А =
1
0,91 /СА'ц+4,66 К+5,03 A'i+2,05 h
7-1992
177

Таблица 12
В
Общие коэффициенты: К — ~£~р~^»'
([}ри 2 ветвях-Г0

\fjpu b ветвях-0,5 F0
Ко =
1
cos3 а
: Кг =
В
E6Fh
Затяжка из двух

стержней
А =
1
0,26 КК0+2,97 /(+3,77 Ki+1,69 h
1
а = 4 1
Затяжка из четырех

стержней
А =
1
0,52 КК0+3,73 /(+3,77 /Ci+1,69 h
-~\0,5х]0,5х^

	ПМШШО
x=Aql2 со
х
~
CD
0,05
0,05360
0,10
0,10380
0,15
0,14960
0,20
0,19050
0,25
0,22600
0,30
0,25520
0,35
0,27700
*0,40
0,29360
0,45
0,30300
0,50
0,30590
0,05
0,00134
0,10
0,00527
0,15
0,01161
0,20
0,02011
0,25
0,03052
0,30
0,04255
0,35
0,05585
0,40
0,07011
0,45
0,08503
0,50
0,10025
0,10
0,03044
0,20
0,06028
0,30
0,08880
0,40
0,11540
0,50
0,13946
0,60
0,16028
0,70
0,17728
0,80
0,18996
0,90
0,19782
1,00
0,20050
178

Таблица 13
F° [При Z ветвях-F,,

Wpu *f ветвях-0,5 Ft
В
Общие коэффициенты: К = ~Ё~р~ь I
к	L_. к	*_
До — cos3 а ’ Al “ E6Fh
а'— ~ *
Затяжка из двух

стержней
Затяжка из четырех

стержней
А =
0,16 /САГо+2,6 К+3,02 Ki+1,43 h
А = 0,33 ККо+3,19 Х+3,02 Ki+1,43 Л
x-jP
TTTITT^?
X=АР1у
х
Т
x=Aqli<a
х
~Т
x=AqPiо
СО
0,05
0,04440
0,05
0,00111
1
0,10
0,02486
0,10
0,08600
0,10
0,00387
0,20
0,04422
0,15
0,12360
0,15
0,00911
0,30
0,07252
0,20
0,15690
0,20
0,01612
0,40
0,09428
0,25
0,18530
0,25
0,02442
0,50
0,11398
0,30
0,20850
0,30
0,03327
0,60
0,13058
0,35
0,22650
0,35
0,04515
0,70
0,14460
0,40
0,23950
0,40
0,05680
0,80
0,15508
0,45
0,24750
0,45
0,06898
0,90
0,16060
0,50
0,24950
0,50
0,08141
1,00
0,16282

Таблица 14
l-2a
% у
Го I
к
В
Общие коэффициенты: К = ц р^ ;
К1
[Пр

УРр
о jUpu 2 ветвях-Fg

)ри Ц 6ет8ях-0ЛF,
Ко
1
COS3 а
; АГг =
В
E6Fh
а = 6 1
Затяжка из двух

стержней
1
0,11 КК0+2,3 К+2,52 /Ci+1,23 h
Затяжка из четырех

стержней
А =
1
0,23 /СКо+2,63 К+2,52 Kj+1,23 h
77777:
rhr.
X=APly
x
т~
у
а
ш.
>//>/
х=АдР<о
х
Т
JF
-~$5х\0,5х£-д
x=Aql2a>
0,05
0,03770
0,05
0,00094
0,10
0,02094
0,10
0,07290
0,10
0,00371
0,20
0,04146
0,15
0,10400
0,15
0,00813
0,30
0,06112
0,167
0,11480
0,167
0,00996
0,40
0,07946
0,20
0,12280
0,20
0,01391
0,50
0,09618
0,25
t
0,15850
0,25
0,02069
0,60
0,10974
0,30
0,17590
0,30
0,02905
0,667
0,11764
0,35
0,19100
0,35
0,03822
0,70
0,12130
0,40
0,20220
0,40
0,04805
0,80
0,13014
0,45
0,20830
0,45
0,05831
0,90
0,13568
0,50
0,21040
0,50
0,06878
1,00
0,13756
180

Полученное выражение (186) подобно выражению (158), в

котором fx заменено величиной <р, а значение Б сохраняется по

(170).
Используя выражения (154) для i<p, (170) для Б и (172)

для А, .после элементарных преобразований получим
+ = А-\- • 5,15 (/ ~;°,581а) a = А у,	(187)
где
5,15 (/ 0,581а) а	/iqq\
у— 			 .	(loo)
Для частных значений а
при а — ~ будем иметь _у = 1,39;
» ® ~ ^ *» п У :=1 ^ ^

п # g' # * У= 0,91,
в = 4" " ” У = 0,78.
Аналогично, используя выражения (154) для <р, (170) для Б

и (181) для А, после преобразований соответственно получим
-g- = ^7“ ' ,1Q'3(f-Q'581a>a t	(189)
где
10,3 (/—0,58 la) а
у	/а
Для частных значений а
при а — будем иметь j/ = 2,78;
«= -т- . , У = 2,20;
(190)
a = 4“ » » >>=1.82;
а =	„ « у = 1,56.
В обоих случаях
Х = М0А-~-у.	(191)
181

Данные ib расчетной табл. 15 приведены при действии внеш¬

него опорного момента.
Таблица 15
Тип затяжки
Общий
коэф¬
фици¬
ент
У
к 3 к 1 в

Е& F0h ; Au cos3 a ; Ki= E6Fh
а=т'
Затяжка из двух

стержней
1,39
Затяжка из четы¬

рех стержней
2,78
A== 0,91 /(/(о+4,66 /<4-5.03 /Ci+2,06 h
я- 1 /
Затяжка из двух

стержней
1,10
A= 0,26 /(/(Q+2,97/(+3,77 /(i+1,69 h
а — 4 *
Затяжка из четы¬

рех стержней
2,20
Л=0,52 Д/(0+3,73 /(+3,77 /Ci+l,69 h
1
а = ~ь1
Затяжка из двух

стержней
0,91
A== 0,16 /(/<0+2,6 /(+3,02 /(i+l,43 h
Затяжка из четы¬

рех стержней
1,82
A 1
л- 0,33 /</(о+3,19 /(+3,02 /Ci+1 *43 h
1
a = -g- /
Затяжка из двух

стержней
0,73
Затяжка из четы¬

рех стержней
1,56
A~ 0,23 /(/(0+2,63 /(+2,52 /(i+l,23 h
182

Определение преднапряжений в затяжках
Натяжение затяжек может осуществляться различно:

посредством взаимного сближения тяжей, осуществляемого

одним болтом в средине ,пролета;
двух симметрично расположенных болтов;

одного болта с установкой двух симметричных распорок;

двух симметрично расположенных болтов при одной рас¬

парке в средине пролета (рис. 57).
Ниже выводим выражения для определения величины на¬

пряжения в тяжах по схемам, представленным на рис. 57,
а ,
Тогда a=ib.
Из прямоугольного треугольника
b+b = Va?+bt = bVF:pi.
Откуда
Рис. 57. Схемы усилий в затяжке от придания тяжам уклона
а—один стяжной болт в средине пролета; б—два симметрично расположенных стяж¬

ных болта; в—один стяжной, болт в средине пролета при двух симметрично

расположенных распорках; г—два симметрично расположенных стяжных болта
при одной распорке в средине пролета
183

а относительная деформация
.=4—
По закону Гука
a0 = s£a==(l/F+l-l)£a.	(192)
При b= y и двух участках b в затяжке или при b= -j-
и четырех участках Ь, .как это имеет место по рис. 57, а и г,

формула (192) будет справедлива.
При 6= — или nb = l и двух участках b в затяжке, как это

показано на рис. 57, б, в, относительная деформация
25 26

8 / nb ’
поэтому формула (192) примет вид
-f«o=(/F+l -\)Е>.	(193)
Рис. 58. График для определения напряжений в затяжках усиления
в зависимости от уклона тяжей
184

На рис. 58 приведен график для определения напряжений

в затяжках усиления сто в зависимости от уклона тяжей i, по¬

строенный на основе формулы (192).
Этим графиком можно пользоваться и для определения <т0
по формуле (193), но для этого значения оо надо умножить

п
на -j- .
§ 18. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ ЗАТЯЖЕК УСИЛЕНИЯ

РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
Проектированию усиления железобетонных элементов пред-

напряженными затяжками предшествует выбор типа самой за¬

тяжки. При этом главным образом руководствуются простотой

и удобством применения той или иной конструкции затяжки.

Однако (приходится считаться также с абсолютной величиной

действующих и возросших нагрузок, так как это обстоятельство

иногда влияет на выбор соответствующего типа затяжек. На¬

пример ори особо увеличивающихся нагрузках ‘приходится при¬

менять комбинированный тип затяжек, поскольку они имеют

четыре тяжа )В1место (обычных двух.
При отсутствии особых конструктивных преимуществ при

выборе того или другого типа затяжек принимают во внимание

то, что шпренгельные затяжки в большей степени, чем комби¬

нированные, усиливают элементы при действии поперечных

сил. Горизонтальные затяжки в большей степени, чем шпрен¬

гельные и комбинированные, увеличивают несущую способность

элементов на воздействие изгибающих моментов.
При произвольном выборе типа затяжек необходимо учи¬

тывать следующие рекомендации:
горизонтальные затяжки предпочтительнее в том случае,

когда процент нарастания изгибающего момента в элементе

после его усиления больше соответствующего процента возра¬

стания поперечных сил;
шпренгельные затяжки выбираются, если после усиления

элемента процент нарастания 'поперечных сил превышает про¬

цент увеличивающегося изгибающего момента;
комбинированные затяжки применяются тогда, когда изме¬

нение изгибающих моментов и поперечных сил происходит в

одинаковом или близком процентном отношении.
После выбора типа затяжек их проектирование ведется в

нижеприводимой последовательности.
1.	Рассчитываются и строятся первоначальные эпюры изги¬

бающих моментов и поперечных сил элемента, подлежащего

усилению.
185

2.	Строятся эпюры изгибающих моментов и поперечных сил

от загружения элемента только дополнительной расчетной на¬

грузкой, предназначенной к действию после реконструкции

элемента путем его усиления затяжкой.
3.	Ориентировочно определяется необходимая площадь по¬

перечного сечения затяжки усиления.
4.	Определяется жесткость усиливаемого элемента при дей¬

ствии полной расчетной нагрузки и усилий в тяжах затяжки,

напряженных до предельного состояния.
5.	Определяются расчетные усилия в затяжке от действия

полной расчетной нагрузки.
6.	Определяется величина нужного предварительного напря¬

жения в тяжах затяжки.
7.	Проверяется усиленный элемент на воопринятие им воз¬

росших нагрузок и усилий после реконструкции.
Первые два этапа проектирования не представляют каких-

либо затруднений. При отсутствии чертежей усиливаемого эле¬

мента для восстановления общей картины армирования тре¬

буется пробивка поперечных бороздок шириной порядка 2—
3	см, доведенных до арматуры. В неразрезных конструкциях

такие борозды приходится пробивать в средней части пролетов

снизу и сверху на опорах. Количество поперечных борозд зави¬

сит от степени необходимого обследования. Для выявления

шага и диаметров хомутов ;на боковой поверхности балки про¬

бивается горизонтальная борозда длиной в 2—3 шага хомутов

или .поперечных стержней.
Третий этап проектирования может быть осуществлен с до¬

статочной для практики точностью как для изгибаемого желе¬

зобетонного элемента с полезной высотой, принимаемой равной

расстоянию от сжатой грани до центра тяжести затяжки.
В этом ориентировочном расчете за внешнее усилие должен

приниматься расчетный изгибающий момент усиливаемого

элемента от дополнительной нагрузки, предназначенной к дей¬

ствию после реконструкции. Найденная таким опособом пло¬

щадь поперечного сечения затяжки бывает обычно завышенной,

поскольку в результате усиления элемент работает как внецен-

тренно сжатый. Эта ориентировочная площадь сечения затяжки

может быть несколько уменьшена в результате проводимого

окончательного расчета.
Четвертый этап проектирования достаточно прост, поскольку

для определения жесткости по формуле (76) имеются все дан¬

ные. Вводимая в формулу величина заменяющего момента

применяется по формуле (74, а) от сжимающей реактивной

силы Nc при напряжениях тяжей затяжек, достигающих пре¬

дельной величины.
Тогда
Nc = m0RaF0.	(194)
186

В данном случае принимают то — коэффициент условия

работы затяжек на основании экспериментальных данных.
Что касается величины эксцентрицитета е для вычисления

заменяющего момента, то он определяется по формуле (74,в).

а эксцентрицитет е0 находится для силы Ncnpu изгибающем

моменте от максимальной нагрузки до усиления элемента, по¬

скольку после усиления дополнительные усилия погашаются

действием затяжки усиления.
Пятый этап проектирования выполняется при помощи рас

четных формул § 17, причем учитываются только расчетные

нагрузки, которые будут действовать после реконструкции эле¬

мента.
Определив усилия в затяжке, приступают к шестому этапу

проектирования, для чего сначала находят напряжение сг в за¬

висимости от всех расчетных усилий.
Это напряжение а будет значительно меньше предельных

возможных то#а, поэтому предварительные напряжения ;в за¬

тяжке будут равны разности между предельным напряже¬

нием и напряжением о от всех расчетных нагрузок
а0 = /7г0Яа — о.	(195)
По графику рис. 58 определяется величина уклона тяжей за¬

тяжки для достижения в ней соответствующего предваритель¬

ного напряжения ог0-
Последний, седьмой, этап проектирования осуществляется

по обычным расчетным формулам СНиП II-B. 1-62 и таблицам,

применяемым обычно для проектирования железобетонных эле¬

ментов на внецентренное сжатие, для чего предварительно

строятся окончательные расчетные эпюры изгибающих момен¬

тов и поперечных сил, которые имеют место в усиливаемом эле¬

менте после его реконструкции.
Проверка прочности производится по нормальным и косым

сечениям.
Для иллюстрации приведенного выше порядка проектирова¬

ния предварительно напряженных горизонтальных затяжек

усиления приводится численный пример для статически опре¬

делимой, однсшролетной балки "ребристого перекрытия, а при¬

меры проектирования усиления статически неопределимых кон¬

струкций специально рассмотрены в гл. VII.
Пример 14 (горизонтальная аатяжка усиления).
На рис. 59, а представлена схема расчетных нагрузок, дей¬

ствующих на балку до и после усиления. На рис. 59, б даны

эпюры расчетных изгибающих моментов от расчетных посто¬

янной и полезной нагрузок, а также расчетной полезной на¬

грузки, намечаемой к действию песле реконструкции. Соответ¬

ствующие эпюры поперечных сил изображены на рис. 59, в.
187

*)
gs3,85 т/м
3,85 т/пм
q-1,Ч0 т/пм Р =ISO т/пм

После усилений qqq
\ Мр = 7,20 тм Мд=3,82тм *М0--3,60 тм
шш^&=7,07 г
h-ZOO-
Г^гЧио-ч 7
(h?,35 т

д+0
q^,20 т
u*j

2Ф18+2Ф16

Fo-9,10cm2
ДГП Г :0,316 м*

Z*14-F0 j=o oiOS6 м1*
Рис. 59. К расчетному примеру уси¬

ления горизонтальной затяжкой
а—схема расчетных нагрузок; б—эпюры

расчетных изгибающих моментов до и

после усиления (пунктиром); в—эпюры

расчетных поперечных сил; г—поперечное

сечение усиливаемого элемента
Сечение балки, ©ходя¬

щей в состав ребристого пе¬

рекрытия, ее армирование

и геометрические характе¬

ристики показаны на рис.

59, г.
Величина дополнитель¬

ного расчетного изгибаю¬

щего момента от 'нагруз¬

ки д, намеченной после ре¬

конструкции
Мя = 6,30 тм.
Определение ориентиро¬

вочного сечения горизон¬

тальной затяжки произво¬

дим по Мд, пользуясь таб¬

лицами для .расчета сечений

из бетона и стали любых

марок (приложение);
h0 = 70 см; ЬП = 200 см;

бетон М200; Яи = 100 кг/см2;

ст. А II R& =2700 кг/см2;
т0=0,85 (см. § 35 п. 22).

Тогда
А>=
м _ 630 000 о nflfi'l-
2	D “ 200-702.100 ~и»ии04»
^п ^0
Y0 = 0,997; F0 =
М
630000
Ко Ра Ло
0,997.2700 70
= 3,35 СМ2.
Принимаем 20 14 All F0=3,08 см2<3,35 см2.
Определим жесткость элемента по формуле (76)
Nc = m0RaF0 = 0,85-2700-3,08 = 7070 кг.
Наибольший изгибающий момент по рис. 59,6 до усиления
М = Mg + Мр = 3,82 -f- 7,20 = 11,02 т.
Тогда
М
е*—~ж
11,02
7,07
= 1,55 м — 155 см.
По формуле (74,в)
е = е0 -f h0 — у = 155+ 56 — 19 = 192 см.
188

По формуле (74, а)
М3 = Nce = 7070-192 = 1 360 ООО кг • см.
При $1—180 кг/см2 по формуле (177) СНиП
, Мъ	1 360000 _ПГ|1о
Ъ hlRH ~~ 200-56М80 ~ U’U1Z*
п 0
По формуле (178) СНиП
Т=0, так как x<hn=8 см и ]' = 0.
По формуле (176) СНиП
t 		!			1	— О 040
1+51 — , Л 1 + 5-0,012 —
1.8+ 1Л..«	1*8 +
lOjJtn	1»°'г 10-0,00081-8
Здесь	|а = = 200-56 == 0ДО081
и
По формуле (174) СНиП
2.	= Ao(l - -т) = 56‘ (* - -^) = 54,5 см.

По рис. 59, г
IV/	I	1066000 ос1лл ч
0= -н=Т = ”бо—-W = 26100 см■
По табл. 34 СНиП у=1»75;
W, = ^w0^= 1,75-26100 = 45600 смК

Тогда при/?р= 16 кг/см2 по формуле (78)
М'т = WrR*p + Nc(y- 0,55А0) = 45600-16 +
+ 7070 (19-0,5- 0,049 • 56) = 854 500 кг - см.

По формуле (79)
Мс = М + Nc (у - 0,5£А0) = 11 002 000 + 7070 X

X (19 - 0,5-0,049-56)= 1226500 кг-см.
По формуле (182) СНиП
ЛГТ 854 600

т~ Мс 1 226 500 “ °’695*

При 5 = 0,8 по формуле (180) СНиП
фа = 1,3 - Sm - 6^_~”т = 1,3 - 0,8-0,695 -
1	- 0,695 = 0 639
6 — 4,5*0,695
Окончательно ‘по формуле (76) при =0,9 и v = 0,15 вы¬

числим жесткость
^			*iA0
__±а_ Л _
EaFa ^ е ) + (?' + &) bhoE6v

54,5-56
0,639 / 54,5 \	0,9
2,1 *10®*9,10 \ 192 j+ (0 + 0,049)-200-56-2,65-106.0,15
= 465-108 кг см2.
Расчетные усилия (в затяжке определим, используя формулу

(94), определив предварительно А по табл. 3.
А- в lei В - 465,108 I

cF0Ea	cFE6 ~ 51-3,08-2,1-106 '
+ 51 +5T3№WW = 141 + 51 + 1,09 = 193,1 см = 1,93 м.

(по рис. 59, г с =51 см и F = 3160 см2);
ql2
12Л
(1,60 + 1,40)_-62 _ 4 66 m

12-1,93	,DD
При вычислении X постоянная нагрузка не учитывается,

поскольку п/ри установке затяжки она действует на конструкцию

и на величину усилия в затяжке не влияет.
Величину предварительного напряжения в затяжке опреде¬

лим по формуле (195), найдя сначала напряжение в затяжке

от усилия Х=4,66 т,
X 4660 1С1А / 2
3	= ТГ = -р8-=1510 кг!см '
поэтому при коэффициенте условий работы горизонтальной за¬

тяжки по § 35 т0 = 0,85 получим
а0 = m0Ra — о = 0,85-2700 — 1510 = 790 кг!см?.
Пользуясь графиком рис. 58, определим необходимый уклон

тяжей затяжки при сг0 = 790 кг/см2.
i = 0,0275.
190

При расстоянии между тяжами равным ширине 'ребра Ь =

= 30 см найдем с помощью обозначений по рис. 54.
а = i~ — 0,0275 ♦ = 8 2 см,
т- е. расстояние в свету между обоими тяжами при их взаим¬

ном стягивании должно быть доведено до
30 — 2-8,2 = 13,6 см ~ 14 см.
После устройства затяжки усиления проверяется прочноегь
усиленного элемента (см. рис. 59, г) Ьп =200 см; h = 60 см'>

/г0 —56 см; /^а =0,10 см2—2 0 16 + 2 0 18; бетон М200; ст. AIJ;
Поскольку тяжи затяжки прикреплены к элементу вне-

центренно, то на его опорах возникнут концевые изгибающие

моменты
М0 = NC-с — 7070-51 =360000 кг-см.
Тогда расчетный момент в средине пролета

М = Mg + Жр + Мд - М0 = 3,82 +7,20 + 6,30 - 3,60= 13,72 тм.
Расчетная эпюра изгибающих моментов после усиления на¬

несена пунктиром на рис. 59,6.
Сжимающая реактивная сила Nc =7,07 т. Усиленный эле¬

мент работает как внецентренно сжатый и проверяется на

прочность. Эксцентрицитет
М 1 372 000 1П/4

ео— Nc — yoyo — 194 СМ.
По рис. 59, г имеем /=0,01066 м4 и F — 0,0316 м2, поэтому
Г. = j/"T =V= °>184 * = 18’4см-
По формуле (112) СНиП при i? = 200 кг/см2 и
^ = = ЗоЖ =
66000 / 1 , , \
е	+ 200ja + 1 ) —
^-+0,16 )
200 + 350 ( 194	[-200 • 0,0054-|-1 ^ = 284;
1 + 0,16 1
£ = -щ-=32>6<35’
поэтому учитывать влияние длительного воздействия нагрузки

по п. 7.51 СНиП не нужно.
191

По формуле (110) СНиП
т] 		L	—	!	=101*
1	^ //0\2	7070	’ ’
1 ~ \2cRHF [ ги )	1 — 12-284-100-3160 *32’6
е' — т]е0 — 1,01 ♦ 194 = 196 см;
е = ^ +h0 — у = 196 + 56 — 19 = 233 см.
R„b'nx (e — h0 + 0,5*) - R&Fae = 0;
по формуле (100) СНиП
100• 200• а; (233 - 56 + 0,5*) — 2700-9,10*233 = 0;
х2 -j- 354л: — 572 = 0; х = 1,61 см;

по формуле (100) СНиП
жг	 RHb'nx(h0 — 0,5x) 100-200-1,61 (56 — 0,5-1,61)
—	е	“	233	“
= 7630 кг > 7070 кг,
т. е. после усиления элемента сечение воспринимает возросшую

нагрузку.
Произведем проверку опорного сечения, учитывая наличие

в растянутой зоне (вверху балки) только монтажных стержней
2010 —Т7, = 1,57 см2; /\ = 5,1 см2 — 2018; Ь = Ъ0см;
а = а' — 4 см; h — 60 см; h0 = 56 см2; М0 = 3,60 тм;
Nc = 7,07 т\
е«—ifc==0,51 м—51 см’

е = £0 + 0,5Л — а = 51 +0,5-60 — 4 = 77 см;
ef — е — h0 + а' = 77 — 56 + 4 = 25 см;
Rab •x(e — h0+ 0,5.x) — RaFae + RacF'&e' = 0.
Так как х<2а', то сжатую арматуру не учитываем. Тогда

100 • 30 • х (77 - 56 + 0,5*) — 2700 -1,57-77 = 0;

х2 + 42х — 217 = 0; х = 4,65 см.
R„b 'X(h0 — 0,5л') _ 100-30-4,65(56 — 0,5-4,65) _

е	77
= 9750 кг > 7070 кг,
т. е- после усиления элемента сечение на опоре воспринимает

приходящиеся на него усилия.
192

Произведем проверку по косым сечениям, исходя из мини¬

мального количества поперечных стержней, поставленных с
1 . 60 ОЛ
максимальным шагом и = “3-" — ~3- ==*0 см при минимальном
их диаметре б мм (СНиП п. 12.25) и ст. А I с/?ах= 1700 кг/см2,

тогда по формуле (66) СНиП
?х
1700-0,56
и
20
47,5 кг/см.
По формуле (65) СНиП
Qx6= V0,6• KJ>hl<!x - </х«= V0,6• 100-30-56*-47,5 -

-47,5-20 = 16400 - 950= 15450 кг> 11550 кг,
т. е. элемент достаточно прочен на поперечную силу при мини¬

мальном поперечном армировании.
Пример 15 (шпренгельная затяжка усиления). На рис.

60, а представлено поперечное сечение подлежавшей усилению

балки, а на рис. 60, б дана
схема расчетных нагрузок,

действующих на балку до и

после усиления. На рис. 60, в

приведены эпюры расчет¬

ных изгибающих моментов

от расчетных нагрузок —

постоянной и полезной, дей¬

ствующих на балку до и

после усиления.
Величина дополнитель¬

ного расчетного изгибаю¬

щего момента от нагруз¬

ки q, намеченной к дейст¬

вию после реконструкции,
/14^ = 6,30 тм.
Определение ориентиро¬

вочного сечения шпренгель-

ной затяжки производим

по Мд, .пользуясь таблицами

для расчета сечений из бе¬

тона и стали любых марок

(приложение). /г0 = 65 см;
Ьп =200 см; бетон М200;

RH = 100 кг!см2. Ст. А II

Ra= 2700 кг! см2; ^о=0,80

(по § 35).
•)
200
ЩТ
40*
2Ф16*
0,316 м1

J=0,01066 W*
6)	^0(После усилении)
д=0,85т/пм Р =1,60 т/пм а=1,ч0т/пн
\3,6о .п/пм
S)
Qg+p ^>35 I

г) 3,09т р "Ч:300т/п,

М0'- f,86л»л£'
м-ггьт-
2,87 тм
д)
М=1,86
9,00т DM09 ' ¥

-150—jr-150 150
150
Рис. 60. К расчетному примеру уси¬

ления шпренгельной затяжкой
а—поперечное сечение усиливаемого эле¬

мента; б—схема расчетных нагрузок; в—

эпюры расчетных изгибающих моментов

до усиления; г—расчетная схема комби¬

нированной системы (после усиления);

д—эпюра расчетных изгибающих момен¬

тов после усиления; е—эпюра расчетных

поперечных сил после усиления
193

Тогда
и
А _ М	630000 q QQJA.
bnhlRH ~ 200-652-100
Y 	0 Qfil . р 33- М _ 630 ООО _ 0 70 см2
Yo —и,У01, г 0 Т0/?аА0 — 0,961-2700.65 —°>1С>СМ'
Принимаем 2 0 16 All— F0=4,02 см2 > 3,73 сж2.

Определим жесткость элемента по формуле (76)
Nc = m0RaFj = 0,80 • 2700 • 4,02 = 8680 кг.
Наибольший изгибающий (момент по рис. 60, б до усиления
М — Mg + Л/р = 3,82 + 7,20 — 11,02 тм.
Тогда
М 11,02 , 07 107
в*"-ЯГ”ТЯ—1,27 Л=127 СЛ'
По формуле (74, в)
е = е0-\- h0—y — 127 + 56 — 19 — 164 см.
По формуле (74, а)
М3 — Nce — 8680* 164 = 1 420000 кг*см.
При /Ц =)180 кг}см2 по формуле (177) СНиП
—	мз 	 1420000	л-j
ь' hlRH ~ 200-562.180
п "0 Аи
По формуле (178) СНиП
7=0, так как x<hn =<8 см, и у'=0.
По формуле (176) СНиП
£		!	—	}	О ПЧ7
q	1+51	1 + 5.0,0126 и,ио/ *
1,8 + 10рл	1,8 + 10-0,00081.8
Здесь
ц = = -J/r%r = 0,00081
г *ПА0 200-56
£а _ 2,1-106

Л~“ £б 2,65-106 “°*
По формуле (174) СНиП определим
2га = А0 (l	|-j = 56 (l — -^г—j = 55 см.
194

По рис. 61, а
w/ 1	1066 ООО ОЛ1ПЛ л *
W«=-h—f = 60- 19" = 26 100 СМ ■
По табл. 34 СНиП у=:1>75,
WT = TU70 = 1,75-26100 = 45600 см3.
Тогда при Rp —16 кг/см2 по формуле (78)
Ж; — WTR«p + ЛГС(у -0,55А0) = 45600-16 + 8680 X
X (19 — 0,5-0,037-56) = 886000 кг см.
По формуле (79)
Мс = М + Nc (у — 0,КА„) = 1 102 000 + 8680 X

X (19 - 0,5-0,037-56) = 1258000 кг-см.
По формуле (1(82) СНиП т = = -^8°^ = 0,705.
При 5=0,8 то формуле (180) СНиП
фа = 1,3 -Sm-	— 1,3 — 0,8-0,705 -
1 — 0,705 0б31
6 — 4,5*0,705
По формуле (76) при Фб =0,9 и v = 0,15 (по п. 9.7 СНиП)

найдем
*ih0
_±г_ (,	£<_U	+5
E,F, V е ) + (■(' + 5) bh„E64

55-56
0,631 / 55 \	0,9	~
2,1-106.9,1	164 J+ (0 + 0,037)200-56-2,65.105-0,1
= 400*108 кг см2.
Расчетные усилия в затяжке определим, используя табл. 5,
так как+=-щ-=-L; tgot = -|- = -^- = 0,433; а = 23°25'.
Общие коэффициенты:
ту~	 В 	 400-108	у о п.
А— адл 2,М0в-4-65 — /0’^’
fc — *	1		 1 Q.
А° cos3 а 0,9173 — 1,05
К — В -	400-108 _Л 0-
Al E6Fh 2,65-105- 3160- 65
195

X
Усилие в затяжке при — =1 по табл. 5 при со = 0,06092

будет
Х=АдРи>= 0,00643- (1,60^ 1,4j• 6002-0,06092 = 4240 кг.
При вычислении X постоянная нагрузка не учитывается, т[ак

как при установке затяжки эта нагрузка действует на балку,

а потому на величину усилия в затяжке не влияет.
Величину предварительного напряжения в затяжке опреде¬

лим по формуле (195), найдя сначала напряжение в затяжке

от усилия Х = 4,24 т,
X 4240 1 лгд ' 2
0 = ~f7 = 1W = 1050 кг см '
поэтому при коэффициенте условий работы шпренгельной за¬

тяжки по § 35 пг = 0,80 получим
о0 a m0Rа — а — 0,80-2700 — 1050 = 1110 кг/см2.
Пользуясь графиком рис. 58, определим необходимый уклон

тяжей затяжки при cr = 1100 кг!см2, причем в нашем случае

п=4, поэтому по графику для нахождения нужного уклона

следует принять
о0	— о0 -j- = 2а0 = 2220 кг/см2.
Тогда найдем 1=0,046.
Нужное сближение тяжей
2 • 4- i - 2 - - 0,046 = 13,8— 14
4	4 *	* I
После устройства затяжки усиления прошводится проверка

прочности усиленного элемента.
В предельном состоянии расчетные воздействия (по рис 54)
N = 0,826 *iVc = 0,826-8 680 = 7150 кг;
D = Ntg а = 7150-0,433 = 3,09 т;
М0 = 0,33#сА = 0,33-8,680-0,65 = 1,86 тм.
Соответствующая схема действующих на элемент внешних

расчетных усилий показана на рис. 60, г. Эпюра расчетных из-

гибающих моментов — на рис. 60 д, а расчетных поперечных

сил — на рис. 60, е.
По рис. 60, а имеем
h = 60 см; h0 = 0,56 см; ^ = 200 см; Ь = 30 см;
Fa = 9,10 см2 (2016 + 20 18); а — 4 см;
Fa 9*10 Л ЛЛГ J
Р = ТйГв зо-б == , ;
14,57 1	1 лл
£0 — -дг~ = 8^з = 1,68 л* = 168 см.
в = во ~Ь ho — у = 168 -}~ 56 — 19 = 205.
При /? = 200 кг/см2 и (.1 = 0,0054 по формуле (112) СНиП
66 000 / 1 , опп . л \
= 205 + 350 ( 168	I"+ Л = 290.
I -60"+ 0.16	J
По рис. 60, а имеем / = 0,01066 м4 и F—0,0316 ж2, поэтому

Г„ = Y-J- = ]/*	= 0,184 м = 18,4 см-,
^=-щ-=32’6<35-
Учитывать влияние длительного воздействия нагрузки по

п. 7.51 СНиП не нужно.
По формуле (ПО) СНиП
1	1		 -j (~\С),
Т|=	#	/ L \2 =	8680	’ ’
	 /М
1 ~~ 12cRH F [ ги)	1 12-290-100*3160
^ = yj£0= 1,02-168= 172 см;

е = e'Q + h0 — у = 172 + 56 — 19 = 209 см.
По формуле (101) СНиП
R»KX (e~h0 + 0,5*) - RJFte = 0;
100• 200-х (209 — 56 + 0,5*) - 2700-9,10-209 - 0;
1— ю.оол.1лл.ч1«л *32,62
197

х2 4- 306л; — 514 = 0; л: — 1,67 см;

по формуле (100) СНиП
л;_ ^(^о-0,5*) _ 100-200* 1,67 (56 - 0,5* 1,67) _
<?	“	209	“
= 8800 кг > 8680 кг,
т. е. после усиления элемента сечение воспринимает возросшую

нагрузку.
Исходя из минимального количества хомутов Fx =0,56 см2,
2	06 при максимальном допустимом шаге у 20 см про¬

изводится проверка по косым сечениям на поперечную силу.

Тогда по формуле (66) СНиП
Ях =
U
1700-0,56
20
= 47,5 кг!см.
После усиления

д-0,85 т/пм р =1,60 т/пм д-1,Q0 т/пм
т/пм
По формуле (65)

СНиП
Мр - 7Ж Мд-3,82 тм 2,81 тм
Qg=2,55 т

Мп 6,30 тм Qp~4,80 г
-S-	J 19*ч,гот
F=0,316 мг

J=0,01066 м* ъ
2Ф16 ^
г<Р18+
*гФ1б-га=9,1 см2
Qx 6 =V О,ад. bhlqx—qxu=
=У 0.6-100-30-562-47,5—

-47,5-20 =
= 15450 кг > 8460 кг.
После усиления балки

наличие минимального

количества хомутов обес-
, f0=Wcm*	127	—		^	---
Л №~8,6* /р *^3,001/пм-\^м=ь39 тм	печивает прочность бал-
Н q\ ^тгет •	| ЛГ=8,0г Т
у 1	1	1/7-0 пп
Q

Ь)
tМ,26т •
150 150 ~*|* 150
ДДДшпДт
О 'ТЛЯ'
\Q=9,00 т

I -1,39
6,8 5-М *
М0 +„ = Ю,22 тм 3,82
спс 14,04 тм

€ ■	5,78 т
Рис. 61. К расчетному примеру уси¬

ления комбинированной затяжкой
а—схема расчетных нагрузок; б—эпюра

расчетных изгибающих моментов до уси¬

ления; в—поперечное сечение усиливаемо¬

го элемента; г—расчетная схема комби¬

нированной системы (после усиления);

д—эпюра расчетных изгибающих момен¬

тов после усиления; е—эпюра расчетных

поперечных сил после усиления, у
ки «по наклонным сече¬

ниям.
Пример 16 (Комби¬

нированная затяжка уси¬

ления). На 'рис. 61, а

представлена схема рас¬

четных нагрузок, дейст¬

вующих на балку до и

после усиления. На рис.

61,6 изображены эпюры

расчетных изгибающих

моментов от расчетных

нагрузок — постоянной и

полезной, действующих

на балку до и после уси-
198

ления. На рис. 61, в приведено поперечное сечение усиливаемой

балки.
Величина дополнительного расчетного изгибающего момента

от нагрузки q, намеченной к действию после реконструкции,
Мя = 6,30 тм.
Поскольку изгибающий момент Mq =6,30 тм, как и в преды¬

дущем примере, и расположение затяжки от нижней грани

балки такое же, то принимаем сечение комбинированной за¬

тяжки (затяжка двухстержневая)
Fq = 4,02 см2 — 2 0 16А И.
Жесткость усиливаемого элемента тоже вычислять не нуж¬

но, поскольку здесь полная аналогия с предыдущим примером.

Таким образом В=400*108 кгсм2.
Определим расчетные усилия в затяжке после усиления,
* ,, т,	а 150 1
используя табл. 11. Так как -у- = -щ- = -j- ;
tg“ = 4; т1г = 0’433: я — 23°25'.
Общие коэффициенты:
„ В	400.108 _7оо.
Ae= EaF&h ~ 2,1 • 106*4*65 1 ’
IS	1 	 1 	 1 о.
А°“" cos3 а “ 0,9173 —
К - В — 400-10» _П7лг
Л1 “ E6Fh ~~ 2,65 • 105.3160 - 65 и’ ’
л-	1
0,26/С/Со + 2.97К + 3,77/С! + 1.69Л ~
= 0,26-73,2-1,3 + 2,97-73,2 + 3,77-0,735 + 1,69 65 5=5 0»°0283*
JC
Усилие в затяжке при — = 1 по табл. 11 и со =0,20050

будет
X = Ад1гю=0,00283 • (4,6 + 1,4j 6002 • 0,20050 = 6150 кг.
При вычислении X постоянная нагрузка не учитывается,

так как при установке затяжки эта нагрузка действует на

балку, а поэтому в дальнейшем не может влиять на усилия

в затяжке.
199

Сначала находят напряжения в затяжке от усилия Л"=6,15 т,

а затем величину предварительного напряжения в затяжке по

формуле (195)
X 6150 1 г-ог. , 9

<з = -рг- = 402 = 1530 кг/см~,
,поэтому при коэффициенте условий работы комбинированной

затяжки (по § 35) /п0 = 0,80 получим
о0 = m0Ra — а = 0,8 • 2700 — 1530 = 630 кг/см2.
Пользуясь графиком рис. 58, определяем необходимый

уклон тяжей затяжки при сг0 = 630 кг]см2. В нашем случае

п — 4, поэтому по графику для нахождения нужного уклона

следует принять
а0 ~y = о0 = 2а0 = 1260 кг/см2.
Тогда i = 0,035.
Нужное сближение тяжей
2-^- -i = 2-^2. -0,035 = 10,5 см~~ 11 см.
4	4 ’	’
После устройства комбинированной затяжки усиления про¬

изводится .проверка прочности усиленного элемента.
В предельном состоянии расчетные воздействия по рис. 56:
Nc = m9RaF0 = 0,8-2700-4,02 = 8680 кг;
N = 0,925 • Nc = 0,925 - 8680 = 8020 кг;
D = 0,34 • Nc tg а = 0,34 • 8680 • 0,433 = 1270 кг;
MQ = 0,246МСЛ = 0,246 • 8,68• 0,65 = 1,39 тм.
Соответствующая схема действующих на элемент внешних

расчетных усилий показана на рис. 61, г, эпюра расчетных из¬

гибающих моментов — на рис. 61,(5, а расчетных поперечных

сил — на рис. 61, е.
По рис. 61, в имеем:
h = 60 см; h0 = 56 см; Ь'п = 200 см; b = 30 см\
Fa = 9,10 сж2(2016 + 2018); а = 4 см;
Fa 9-10 п гл

bh0 30^5бГ 0,0054;
iW 14,04 1 лл 	 loo Л«ж
е0 = ~N^~ ~ 8,68 ^	“
200

При R = 200 кг!см2 по формуле (112) СНиП
66000 (	1	I олп I 1 \
“™(l^r+ 200'‘+T
66 ООО /	1	\
200 + 350 ( 162	Ь * 0>0054-}- 1 ] = 282.
\ “6(Г +0,16	/
По рис. 61,б / = 0,01066 м4 и /г = 0,0316 м2, поэтому
л/Г I ~\/~ 0,01066 Г\ ЛОЛ	1 Q л
ги у р у о 0316 0,184 м 18,4 см,

/0 600
г и 18,4
32,6 < 35.
Учитывать влияние длительного воздействия нагрузки по

п. 7.51 СНиП не нужно.
По формулам СНиП
~	N / /0 \2 =	8680	лл/.ч 1 ’02;
\2cRHF ( ги) 1_ 12-282-100-3160 (32’6)2
1 -
ео ~ в 1»02-162 = 166 см;
6	= €q Лд — У — 166 -(- 56 — 19 = 203 см;
R„b'„x (е - Л0 + 0,5х) - /?aFae = 0;
100 • 200 • х (203 - 56 + 0,5*) - 2700 • 9,1 • 203 = 0;

х2 + 294* — 497 = 0; jc — 1,68 см;
Я„&'*(/г0 —ОД*) _ 100-200-1,68(56 — 0.5-1,68) _
■ ~	е	~	203
= 9150 кг > 8680 кг,
т. е. после усиления элемента сечение воспринимает возросшую

нагрузку.
Проверку по косому сечению на поперечную силу можно не

делать, так как такая проверка аналогичной балки в п-римере

15 показала достаточную прочность.
В этом примере величина Qx6 будет такая же, как и в при¬

мере 15, т. е.
Qx6 = 15450 кг > 10280 кг.
201

0}
г Ы

и~\ п>»
’Ь0~1 /~)П
iSQxljQxW
80*10

\
J о.
3
п5*ю *т
prfr^rr ц
5,
7 С/М

* ‘

Поскольку примеры 14, 15 и 16 выполнены для балок, одина¬

ково загруженных, но усиленных затяжками различного типа,

то интересно будет сравнить полученные результаты, которые

сведены в табл. 16.
Таблица 16
Тип затяжки усиления
Горизонтальная

(пример 14)
Шпренгельная

(пример 15)
Комбинированная

(пример 16)
Уменьшение уси¬

лий М в %
Уменьшение уси¬

лий Q в %
17,32—13,72
— 1 пп
17,32 14,57
17,32-14,04
17,32 *100_

=21
11,55-11,55
17,32 ,100~

=16
11,55-8,46
17,32 100_

= 19

11,55-10,28
• “-Ц755 -100—

-0
11,55 '10°-

=26,5
11,55 '100ав

=10,9
По данным табл. 16. видно, что комбинированные затяжки

занимают промежуточное положение между горизонтальными

и шпренгельными затяжками. Это вполне закономерно, по¬

скольку они сочетают в своей конструкции два упомянутых

типа затяжек.
Сделанное сравнение подтверждает приведенные выше реко¬

мендации по выбору типа затяжек.
§ 19. ПРИМЕРЫ ВЫПОЛНЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

УСИЛЕНИЯ С ПРИМЕНЕНИЕМ ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ

ЗАТЯЖЕК РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
При расширении мощности Ленинградского гидролизного

завода возникла необходимость в замене чанового оборудования. Новые

отстойники весили по 60 г, а первоначальные по 32 т.
Такое изменение веса часов потребовало соответствующего усиления

всего перекрытия уровня 12, 50, поскольку нагрузка от резервуаров передава¬

лась непосредственно на второстепенные балки ребристого железобетонного

перекрытия, а от последних на ригеля трехпролетных рам. Второстепенные

балки были усилены преднапряженными горизонтальными затяжками из

жестких прокатных профилей, а ригели рам — как указывалось в § 11 и 15.
На рис. 62, а показано усиление второстепенных балок, выполненное из

швеллеров № 14, а на рис. 63, а — из уголков 100x10. Анкеровались тяжи
Рис. 62. Усиление ребристого перекрытия предварительно напряженными
горизонтальными затяжками из швеллеров № 14, выполненными на
Ленинградском гидролизном заводе
а—вид конструкции сбоку; б—деталь натяжного узла; в—общий вид усиленного пе*
рекрытия
/—хомут; 2—накладка хомута; 3—ограничительный упор хомута; 4—затяжка; 5—упор

для гаек; 6—натяжной болт; 7—гайка и контргайка, заваренные после установки;

8—пробитая борозда для установки хомута, заделанная после установки; 9—отвер¬

стие в длите для пропуска хомута, заделанное после установки: 10—пол
203

л-л
l| »i*v fcfeИ
ifa 5*
ii i! iff
- *
=
Узел В
г! . ШЖК111 г
100X10
Рис. 63. Усиление ребристого перекрытия преднапряженными горизон¬

тальными затяжками из двух уголков 100Х10 на Ленинградском гид¬

ролизном заводе
а—вид конструкции сбоку; б—вид конструкции снизу; в—общий вид затяжки в мес¬

те анкеровки к средней опоре; г—деталь анкерного устройства на средней опоре —

ригеле рамы; д—деталь натяжного устройства затяжки
затяжек с помощью угловых упоров, закрепленных за торцы балок на край¬

них опорах, расположенных на кирпичных стенах, и за ригель рамы на про¬

межуточной средней опоре. Прикрепление тяжей из прокатных фасонных

профилей к опорным анкерам производилось тяжами с нарезкой и гайками,

как это видно на рис. 63, а для уголковых тяжей.
Предварительное напряжение в швеллерных затяжках создавалось их

подтягиванием в вертикальном направлении к усиливаемым элементам

(рис. 62,а,б), а в уголковых затяжках—взаимным стягиванием болтами

(рис. 63, а, б, д) в горизонтальной плоскости.
Таким образом, горизонтальные преднапряженные затяжки позволили

поднять первоначальную несущую способность железобетонного перекрытия

в два раза.
*	Ф
*
В связи с расширением производства спирта наСегежском гидро¬

лизном заводе в 1964 г. необходимо было установить дополнительное

оборудование, что вызвало усиление ригеля основной рамы главного кор-
204

Рис. 64. Осуществленное усиление ригеля рамы главного корпуса Сегеж-
ского гидролизного завода посредством преднапряженной горизонтальной
затяжки из 2 025 и вертикальных поперечных стержней 0 10
а—общий вид усиленной конструкции; б—деталь анкера; в—деталь натяжного уст¬

ройства затяжки; г—деталь прикрепления вертикальных поперечных стержней;
д—деталь натяжного устройства вертикальных стержней;

/—усиливаемый ригель рамы; 2—тяжи затяжки; 3—утолщенный торец тяжей затяж¬

ки; 4—швеллера анкера затяжки; 5—шайба-подкладка; б—гайки и контргайки; 7—рас¬

порки тяжей затяжки; 8—натяжной болт; 9—шайба-захват; 10—вертикальные стерж¬

ни; И—окаймляющий уголок; 12—соединительный стержень из швеллера; 13—круг¬

лый соединительный стержень; 14—цементно-песчаный раствор, укладываемый перед

установкой элемента для создания постели и выжимаемый при установке; 15—отвер¬

стие, пробитое в кладке для установки анкера, заделанное бетоном; 16—заварено

после натяжения; /7—конец болта, отрезаемый после натяжения: 18—колонна рамы
пуса. Колонны и фундаменты добавочную нагрузку воспринимали без усиле¬

ния.
Усиление было выполнено преднапряженной горизонтальной затяжкой

из двух стержней диаметром 25, закрепленной за колонны рам посредством

двух швеллеров № 12, как это видно в узле рис. 64,6. Тяжи затяжки на

концах имели утолщения с нарезкой из отрезков стержней диаметром 30

(рис. 64, поз. 3), приваренных в торец к тяжам диаметром 25. При монтаже

тяжи крепились гайками, которые наворачивались на нарезанные торцы и

прикрепляли последние к анкерным швеллерам. Этими же гайками тяжи

выпрямлялись в проектное положение.
Ввиду большого пролета ригеля (12 ж) между тяжами были преду¬

смотрены две распорки (рис. 64,7) в четвертях пролета. Натяжение созда¬

валось взаимным стягиванием болтом (рис. 64), установленным в средине

пролета и имевшим шайбу с захватом (рис. 64 в).
После натяжения гайка натяжного болта заваривалась.
Расчет усиления рамы был произведен с учетом перераспределения уси¬

лий (см. гл. VII), поэтому не потребовалось производить усиление узловых

опорных сечений. Повышение несущей способности рамы в результате уси¬

ления достигало 50%.
205

Левый приопорный конец ригеля был усилен на поперечную силу, по¬

скольку добавочная нагрузка была расположена в этой стороне пролета.
*
При реконструкции в 1959 г. дрожжевого цеха Светогорско¬

го Ц Б К на перекрытии уровня 7,60 потребовалось установить дополни¬

тельное тяжелое оборудование. Это вызвало усиление трех второстепенных
Скоба
10x100
Рис. 65. Усиление ребристого перекрытия преднапряженными горизон¬

тальными затяжками из круглых гладких стержней, выполненное на Свето¬

горском ЦБК
а—конструкция затяжки из 2 0 25 на второстепенных балках; б—деталь анкерного

устройства; в—конструкция затяжки из 2028 на ригеле рамы; г—деталь натяжного

устройства; д—деталь анкера на колонне; е—деталь анкера на крайней опоре риге¬

ля—кирпичной стене
206

однопролетных балок и ригеля рамы в крайнем пролете. Колонны и фунда¬

менты усиления не требовали.
Усиление второстепенных балок и крайнего пролета ригеля рамы было

выполнено преднапряженными горизонтальными затяжками из круглой стали

AI, причем на балках тяжи имели диаметр 25, а на ригеле — 28 мм.
Анкеровка тяжей затяжек балок была выполнена из двух уголков

75x8, приваренных к опорному листу толщиной 10 мм, который в свою оче¬

редь приваривался с боков к оголенной арматуре балки, как это видно на

рис. 65,6. Чтобы в анкере не создавался крутящийся момент, уголки свари¬

вались с хомутом из полосовой стали 10X40, перекинутым через балку _и

установленным в борозды, пробитые на глубину 20 мм в боковых и верхней

поверхностях балок. После установки анкеров борозды и отверстия в плите

заделывались цементным раствором.
Тяжи затяжек ригеля анкеровались на крайней опоре угловыми анке¬

рами, установленными на торец ригеля, как это видно на узле рис. 65, е.

Тяжи на средней опоре ригеля крепились за колонну парными анкерующими

швеллерами-упорами (узел рис. 65, д).
Предварительное напряжение в тяжах затяжек создавалось взаимным

стягиванием стяжными болтами; несущая способность после усиления была

увеличена в два раза.
* *
*
В 1959—1962 гг. на заводе резиновых изделий «Красный

треугольник» в Ленинграде было установлено более компактное новое

оборудование, которое позволило вместо существовавших двух поточных

линий организовать три. Нагрузка на перекрытия возросла примерно на

60 о/о.
Проверочным расчетом было выявлено, что в усилении нуждаются все

поперечные второстепенные железобетоные балки. Главные прогоны и колон¬

ны новую увеличенную нагрузку воспринимают свободно.
Реконструкция этажных перекрытий произведена в настоящее время

на 3500 м2 и ежегодно добавляется по мере замены оборудования.
Усиление выполнено шпренгельными преднапряженными затяжками из

круглой стали диаметром 27 (рис. 66). Тяжи анкеровались отрезками швел¬

леров, заделанных в плите, а предварительное напряжение достигалось

взаимным стягиванием парных тяжей стяжными болтами с захватами

(рис. 66,б,в).
В течение семичасовой смены одна бригада из четырех человек устанав¬

ливала по две затяжки без остановки работы цеха.
На Ленинградской обувной фабрике «Скороход» в процессе

реконструкции в 1958 г. в связи с возросшей полезной нагрузкой было уси¬

лено сначала пять, а затем в 1960 г. еще два железобетонных ригеля ребри¬

стого перекрытия. Это усиление было выполнено преднапряженными шпрен¬

гельными затяжками из круглой стали AI диаметром 25.
Взаимное стягивание для придания тяжам нужного уклона и ввиду

относительно малой ширины ребер ригелей выполнялось двумя стяжными

болтами, расположенными в трети пролета (рис. 67),.
Проведенное усиление примерно в 1,5 раза увеличило несущую способ¬

ность перекрытия.
*	*
*
В 1962 г. на коксогазовом заводе в Ленинграде под проезжей

частью печного корпуса были усилены главные балки, несущие рельсовые

пути, поскольку новый загрузочный вагон весил в 1,5 раза более старого.

Усиление было выполнено шпренгельными затяжками из круглой гладкой

стали диаметром 30 мм, заанкерованной в плите перекрытия анкерами, сва-
207

Рис. 66. Усиление перекрытия преднапряженными шпренгельными за¬

тяжками из круглой стали 2027, выполненного на Ленинградском за¬

воде резиновых изделий «Красный треугольник»
а—общий вид усиленного перекрытия; б—детальный вид одной затяжки; е—де*
тальный вид затяжки снизу

Рис. 67. Общий вид усиленного перекрытия преднапряженными шпрен

гельными затяжками из круглой стали 2 0 25 с двумя стяжными болтами

выполненного на Ленинградской обувной фабрике «Скороход»
Рис. 68. Общий вид преднапряжен¬

ных горизонтальных шпренгельных

затяжек из 20 30, выполненных на

балках проезжей части печного кор¬

пуса Ленинградского коксогазового

завода

ренными из листовой стали и приваренными к верхней оголенной арматуре

ригеЛей. Стержни затяжки при создании в них предварительного напряже¬

ния стягивались хомутом с нарезкой и двумя гайками, как это видно на

рис. 68.
Так как работы велись зимой, то при заделывании установленных ан¬

керов и соответствующих отверстий в плите проезжей части были заложены

тонкие газовые трубки, через которые велся прогрев паром уложенного бе¬

тона. После затвердения бетона эти трубки были сверху отрезаны и остав¬

лены в толще бетона.
*	*
*
В 1962 г. при реконструкции Ленинградского ЦРМЗ-12 подверглись

усилению сборные стропильные балки БО-12-3 серии ПК-01-05, установлен-
Рис. 69. Усиление конструкций кровельного покрытия ЦРМЗ-12 в г. Ленин¬

граде посредством преднапряженных шпренгельных затяжек из 2 030
а—общий вид усиленного покрытия; б—детальный вид одной затяжки; в—деталь

стяжного устройства и сварного стыка тяжей; г—деталь устройства подпорки в мес¬

те перегиба тяжей; д—вид затяжки снизу с установленными распорками между
тяжами ввиду тонкого ребра балки

О) ШпренгелЬ
1±
« -10*50
щ

1-ш*
^ \~6000-A Ф00
17800	—Ч
1-1
-*У7Х^ШГ^<Ь?.0
Рис. 70. Усиление крайней панели ферм «Ф—18—450» шпренгельной
преднапряженной затяжки, выполненной на моторном заводе
а—схема фермы «Ф—18—450» и затяжки; б—конструкция затяжки — вид сбоку;

в—вид на затяжку снизу; г—деталь нижнего анкера; д—деталь верхнего анкера;
е—деталь натяжного устройства
ные в покрытии. Усиление составляло 50% их проектной несущей способ¬

ности и было выполнено преднапряженными шпренгельными затяжками

(рис. 69, а, б) из круглой стали AI диаметром 30 мм взаимно стягиваемыми

двумя болтами. Между тяжами были поставлены промежуточные распорки

(рис. 69, д), поскольку ширина ребра усиливаемых балок была 100 мм и для

создания надлежащего предварительного напряжения (около 1300 кг/см2)

потребовалось раздвинуть тяжи в средней части пролета на 180 мм.
Отдельные детали затяжек показаны на рис. 69, в, г, д. Анкерные уст¬

ройства были выполнены по типу рис. 48, в и установлены на торцы балок

с приторцовкой на цементном растворе.
% * \
*
Оригинальное усиление стропильных ферм было осуществлено н^ о д-

ном из автомоторных заводов. В связи с ;выходом: новых норм
8*
211

Рис. 71. Усиление ригеля четырехстержневой комбинированной пред¬

напряженной затяжкой, выполненной в дрожжевом цехе Сокольского
ЦБК из 4 024
а—-боковой вид усиленной конструкции; б-—вид на затяжку снизу; в—деталь ан¬

кера на колонне; г—деталь анкера крайней опоры; d—деталь узла ответвления

верхнего тяжа затяжки; е — деталь натяжного болта затяжки
на снеговые нагрузки установленные фермы «Ф-18-450» оказались слабыми

в крайних панелях, в местах возможного образования снеговых мешков, в

результате чего потребовалось усилить эти панели.
Усиление было выполнено в 1961 г. преднапряженными шпренгельными

затяжками из круглой стали АН диаметром 20 мм.
Конструкции затяжки, детали анкерных узлов и натяжного устройства

показаны на рис. 70.
*	*
Расширение производства потребовало перекомпоновки оборудования

дрожжевого цеха Сокольского ЦБК. В связи с этим на не¬

которых перекрытиях получалась значительная перегрузка, что вызвало не¬

обходимость усиления ряда балок и ригелей.
Усиление ряда конструкций было выполнено шпренгельными и горизон¬

тальными затяжками, а один ригель, на который приходилась особенно

большая перегрузка (более чем в два раза), был усилен преднапряженной

комбинированной затяжкой из четырех стержней диаметром 24 мм.
212

Эта конструкция позволила упростить анкеровку тяжей и рассредото¬

чить их прикрепление к усиливаемому элементу, поскольку стержни верх¬

него ряда затяжки имели перегиб и заделывались вверху в плите перекрытия,

а нижние горизонтальные стержни прикреплялись с одной стороны к торцу

ригеля, а с другой — закреплялись за колонну (рис. 71).
Установка дополнительного оборудования на перекрытии дрожже¬

вого цеха Приозерского ЦБК вызвала необходимость произ¬

вести усиления двух неразрезных балок.
Усиление было выполнено в трех пролетах этих балок с- помощью пред-

напряженных комбинированных затяжек из круглой стали AI диаметром

24 мм.
Узел А

*]Л
27-П

аоохго-
Рис. 72. Усиление перекрытия двухстержневыми преднапряженными

комбинированными затяжками, выполненными в дрожжевом цехе При¬

озерского ЦБК
а—боковой вид усиления трех пролетов неразрезных балок перекрытия; б—вид на

затяжки снизу; в—деталь анкерного устройства на промежуточной опоре; г—деталь
узла затяжки в месте раздвоения тяжей
213

Рис. 73. Общий вид преднапряженных комбинированных затяжек из

2 0 30, выполненных на ригелях рам Косьвинского гидролизного завода
В данном случае интерес представляет то обстоятельство, что, благодаря

учету перераспределения усилий в неразрезных балках, (см. гл. VII) стало

возможно путем устройства более мощных затяжек в пролетах (рис. 72)

не производить усиления балок в зоне отрицательных опорных моментов.
:jc	£
*
Изменение технологической схемы производства потребовало установки

на четырех однотипных гидролизных заводах (в Косьве, Тулуне, Ивделе

и Хакасе) более емкостного чанового оборудования. Это потребовало вдвое

повысить несущую способность ригелей и колонн основных рам гидролизных

отделений каркасных зданий.
Несущая способность упомянутых ригелей рам была увеличена с по¬

мощью комбинированных преднапряженных двухстержневых затяжек диа¬

метром 30 мм.
Усиление колонн было выполнено так, как об этом говорится в § 24.
Проводимое усиление не коснулось фундаментов рам, которые смогли

без особых перенапряжений выдержать дополнительную нагрузку. На рис. 73

показан общий вид установленных преднапряженных комбинированных за¬

тяжек, тяжи которых удобно были закреплены в плите перекрытия, а вни¬

зу — за колояны рам.

%
Глава VII
УСИЛЕНИЕ ЗАТЯЖКАМИ СТАТИЧЕСКИ

НЕОПРЕДЕЛИМЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ 20. МЕТОДЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ УСИЛЕНИЙ

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫМИ ЗАТЯЖКАМИ ИЗГИБАЕМЫХ

СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Статически неопределимые конструкции после их усиления

преднапряженными затяжками становятся комбинированными

системами, благодаря чему их статическая неопределимость

возрастает.
Однако расчет таких комбинированных систем может быть

весьма упрощен при использовании расчетных формул и таб¬

лиц § 17. Результаты такого расчета не будут существенно

отличаться от точного расчета, параллельных 'расчетов, прове¬

денных по точному способу и приближенному методу, изла¬

гаемому ниже. Последний является вполне приемлемым для

практического применения.
Этот упрощенный метод расчета построен на принципе учета

независимого действия каждого вида усилий на системы.
В расчетных формулах и таблицах, приведенных в § 17,

предусмотрена возможность расчета комбинированных систем,

получаемых путем устройства затяжек при действии на них

концевого изгибающего момента. Принимая в виде внешней

нагрузки узловые моменты, возникающие в статически неопре¬

делимых конструкциях, можно без особых трудностей и ос¬

ложнений вести расчет систем с установленными на них затяж¬

ками.
При таком способе расчета допускаются неточности, так как

не учитываются величины второго порядка.
215

Поскольку учет влияния действия затяжки на смежные про¬

леты, а также последних на первые производится посредством

концевых опорных моментов, вычисляемых независимо от уста¬

новки затяжки, то эти моменты оказываются несколько отлич¬

ными от действительных. Однако результаты такого расчета

не существенно отличаются от данных точного расчета и явля¬

ются вполне приемлемыми.
Проведенные экспериментальные исследования показали,

что при проектировании затяжек усиления, устанавливаемых на

статичояки неопределимых системах, следует учитывать проис¬

ходящие в них пластические деформации. В этом случае уси¬

ливаются только пролеты, а опорные сечения остаются неуси¬

ленными, допуская этим образование пластических шарнироз

на опорах.
За счет установки в пролетах более мощных затяжек и обра¬

зования на опорах пластических шарниров происходит пере¬

распределение усилий в статически неопределимых системах

в нужном направлении, т. е. нагружаются пролетные сечения

элементов и разгружаются опорные сечения. Как показали

эксперименты, такое перераспределение усилий может давать

значительный эффект.
Кроме этого, оно позволяет, не нарушая процесса производ¬

ства, проводить усиление затяжками пролетов балочных эле¬

ментов под перекрытием.
Таким образом, учет перераспределения усилий в неразрез¬

ных конструкциях при усилении железобетонных конструкций

является настолько существенным обстоятельством, что им

нельзя пренебрегать. СНиП II-B.1-62 рекомедуют определять

усилия статически неопределимых элементов с учетом неупру¬

гих (пластических) деформаций, так как это позволяет искусст¬

венно регулировать усилия в нужном направлении.
Проектирование усиления затяжками статически неопреде¬

лимых систем ведется последовательно, по этапам:
выявление элементов, подлежащих усилению, что устанавли¬

вается на основе проведенного статического расчета конструк¬

ций;
ориентировочное назначение сечения затяжки;

определение жесткости усиленного элемента;1

проведение статического расчета системы с учетом затяжки

усиления и ее предварительного напряжения с определением

результирующих расчетных усилий и соответствующего их пе-

р ер а спр едел ен и я;
проверочные расчеты сечений усиленного элемента, подтвер¬

ждающие действенность этого усиления-
Рассмотрим сущность перечисленных этапов проектирования.
1.	Сначала любым способом производится статический рас¬

чет конструкций, в результате которого выявляется величина
216

дополнительных усилий в элементе или ряде элементов конст¬

рукций, которые после реконструкции должны нести изменив¬

шиеся .возросшие нагрузки.
Так как для постоянных и временных нагрузок установлены

разные коэффициенты перегрузки, рациональнее вести раз¬

дельный расчет по отдельным видам нагрузок — постоянным,

временным, действующим до усиления и временным дополни¬

тельным, которые действуют после проведения реконструк¬

ции. Путем суммирования вычисленных усилий в невыгод¬

нейших сочетаниях находят наибольшие расчетные усилия, по

которым устанавливают элементы или пролеты, подлежащие

усилению. Наличное армирование усиливаемых элементов уста¬

навливается на основе чертежей конструкций, а при их отсутст¬

вии— специальным обследованием, как об этом говорилось

в § Ю.
2.	Ориентировочное сечение затяжки усиления можно опре¬

делить, рассчитав площадь сечения нужной арматуры по доба¬

вочным усилиям, возникающим после реконструкции. При таких

расчетах следует принимать полезную высоту сечения h0 по

фиктивной высоте, принимаемой как расстояние от сжатой

грани сечения до центра тяжести затяжки, а напряжение в

арматуре принимать с учетом коэффициента условий работы

затяжки, т. е. т0/?а-
Кроме того, необходимо учитывать, что путем перераспреде¬

ления усилий опорные или узловые моменты от дополнительной

нагрузки, действующей после усиления, будут сняты, вследствие

чего возрастут пролетные моменты.
Величина изгибающего момента от добавочной нагрузки мо¬

жет определяться как для разрезной однопролетной балки, т. е.

при полном снятии опорного момента за счет соответствующего

увеличения пролетного момента.
Намеченное таким образом сечение затяжки будет ориенти¬

ровочным и может измениться после окончательного расчета,

однако найденное сечение затяжки обычно сохраняется.
3-	Наметив поперечное сечение затяжки, определяют жест¬

кость усиленного элемента или пролета по формуле (76) с уче¬

том, что в предельном состоянии напряжения в тяжах затяжки

достигают расчетных сопротивлений, скорректированных соот¬

ветствующими коэффициентами условий работы затяжки по

§ 35.
4.	Далее, пользуясь расчетными формулами и таблицами

§ 17 (по принятому типу затяжки, находят усилия в тяжах для

различных загружений и соответствующие усилия в статически

неопределимой комбинированной системе от влияния на нее

установленной затяжки.
При этих расчетах необходимо учитывать создаваемое в

тяжах затяжки предварительное напряжение ао. Влияние доба¬
217

вочной нагрузки принимается с перераспределением усилий,

т. е. со снятым опорным моментом за счет увеличенных про¬

летных моментов.
Расчетные результирующие усилия ib комбинированной сис¬

теме находятся суммированием невыгоднейших схем загруже¬

ния.
Если результирующие расчетные усилия .в узловых или опор¬

ных сечениях окажутся выше (первоначальных, то необходимо

перераспределить их, снизив соответствующие усилия до допу¬

стимой величины за счет увеличения пролетных.
Одновременно следует отметить, что при перераспределении

узловых моментов рекомендуется уменьшать их величину не

более чем на 30% во избежание чрезмерного раскрытия трещин

в узлах или на опорах. Если необходимо снизить перераспре¬

деляемые опорные или узловые моменты ниже указанного пре¬

дела, то следует производить проверку на раскрытие трещин

в этих сечениях по методам, умазанным в разд. 10. СНиП 11-62.
Этими вычислениями заканчивается статический расчет кон¬

струкции.
5.	По найденным результирующим расчетным усилиям, дей¬

ствующим в усиливаемом элементе, производится его проверка

по нормальным и наклонным сечениям (поскольку усилия от за¬

тяжек были учтены как внешние силы, при расчете прочности

усиленного элемента они не фигурируют).
Если в результате этого проверочного расчета окажется, что

отдельные поперечные сечения элемента слабы, то придется

увеличить сечение затяжки и произвести новый расчет-
Сечение затяжек также увеличивают, если необходимо сни¬

зить перераспределяемые опоры и узловые моменты более чем

на 30%.
В этом последнем случае удачные результаты иногда полу¬

чаются благодаря установке затяжки усиления в соседнем про¬

лете, что позволяет создать в опорном сечении дополнительные

сжимающие усилия и тем самым снизить влияние изгибающего

момента.
§ 21. ПРИМЕРЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЗАТЯЖЕК
ПРИ УСИЛЕНИИ СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Пример 17. В трехпролетной неразрезной главной балке

первый пролет загружается дополнительно и поэтому усили¬

вается горизонтальной затяжкой.
Главная балка загружена в третях сосредоточенными гру¬

зами от второстепенных балок, поэтому для упрощения рас¬

чета собственный вес этого прогона тоже сведен к сосредоточен¬

ным грузам, приложенным в тех же местах, где и сосредото¬

ченные грузы.
218

Первоначальная нормативная нагрузка (без учета коэффи¬

циентов перегрузки):

постоянная GH =3,70 т,

полезная Рн =6,00 т.
Последующая добавочная нагрузка -первого пролета, дейст¬

вующая после усиления QH =4 т.
Соответствующая расчетная нагрузка (с учетом коэффици¬

ентов 'перегрузки):
постоянная G = 3,7 • 1,1 =4,07 т,
полезная Р = 6* 1,2 = 7,20 т,
добавочная в первом пролете Q=4* 1,2=4,80 т.
Схема загружения балки до и после усиления представлена

на рис. 74, а.
На рис. 74,6 дана эпюра

г РНоот, р=7,20т изгибающих моментов от по-
Q=4,00T	О /=139 СМ1 Г ~°>UU ' I r-/,£Ur	mumvuiwu	..v
\ [2Ф22+2*20 G=9'?0r> G=t*>07r стоя-нной нагрузки G, а далее
pg м приведены эпюры изгибающих

——a—и л » ■ »- f | моментов от различных ком-
m Т coo ^ coo $ бинаций полезной нагрузки Р,
на рис. 74, в — при загруже-

нии пролетов первого и тре¬

тьего, на рис. 74, г — первого

и второго, на рис. 74, д — вто-
600
ЗФ8 с шагом 20 см
6)
•6,54
+5,95*>?$
В)	уг
Щ50+10>М
*1,64

-5,75
W6+5,95
-13,40
+10,60^,50
М6-2,57-129
д)	-wjww -5Д^£3-Ь9г
е)	49,94 *8’65 49,94
max Ц,=14,$0т
рого.
Эпюра расчетных изгибаю¬

щих моментов при невыгод¬

нейших комбинациях 'нагрузок

изображена на рис. 74, е.
На рис. 75, а дана эпюра

изгибающих моментов в про-
-5,13
+18,45
Щ36
+14,36
+18,45
+9,60+9,60
Рис. 75. К примеру 17
а—схема прогона и его нагрузки; б—эпю¬

ра изгибающих моментов от G; в—эпюра

изгибающих моментов от Р в пролетах 1

и Ш; г—эпюра изгибающих моментов от Р

в пролетах I и И; д—эпюра изгибающих

моментов от Р во II пролете; е—эпюра

результирующих изгибающих

моментов от G и Р
Рис. 74. К примеру 17
а—эпюра изгибающих моментов в прого¬

не от добавочной нагрузки Q в 1 про¬

лете; б—перераспределяющая эпюра из¬

гибающих моментов с заданными вели¬

чинами моментов на опорах: в—суммар¬

ная результирующая эпюра изгибающих

моментов от суммы эпюр а и б.
219

а)
б)
и	еД7Г77
200
XI
и/Т
П—~Ж
С-9А9К'/
ч>
4^-
т
+
Р0-2Ф25

S,8 СМ*
-г
u*F=2990cm*

j=wmoo см?
-2Х.
'20

-«
- 560

600
и
д 0,626 Xtg и; D
гоне от добавочной нагруз¬

ки Q, действующей в первом

пролете после усиления систе¬

мы. Поскольку эта нагрузка

увеличивает не только (пролет¬

ные моменты, «о и опорный

^ момент, то далее показано,

как с помощью перераспреде-

+*- ления усилий эти дополни¬

тельные изгибающие моменты

снимаются с опоры за счет

увеличения пролетных. На

| рис. 75, б дана эпюра изги¬

бающих перераспределяющих
§
Рис. 76. К примерам 17 и 18
а—поперечное сечение усиленного 1 про¬

лета; 6 — схема усиления 1 пролета

горизонтальной затяжкой; в — схема уси¬

ления 1 прогона шпренгельной затяжкой
«)
тр F моментов, которые могут наз¬

начаться произвольно, а на

рис. 75, в показана суммарная

эпюра, полученная от сумми¬

рования эпюр по рис. 75у а и

75, б.
Как видно, :в результате

получена эпюра изгибающих

моментов от дополнительной нагрузки как для обычной разрез¬

ной однопролетной (балки (эпюры рис. 75, а и 75, б были приве¬

дены только как пояснение настоящего положения).
Ориентировочное определение сечения затяжки производится

после выбора ее типа, как это показано на рис. 76, а.
Отметим, что при расчете комбинированной системы, обра¬

зовавшейся после устройства затяжки усиления, в сечение про¬

гона включена плита перекрытия в размере	как это
предусмотрено п. 7.18 СНиП II-B. 1-62.
Расчетный момент для определения сечения затяжки прини¬

маем по рис. 75, в, т. е. вычисляем как для однопролетной балки,
М = Q-а = 4,80-2 = 9,60 тм.
Коэффициент условий работы горизонтальной затяжки по

§35 т0 — 0,85, поэтому расчетное сопротивление стали Ra при

вычислении F0 вводится с этим коэффициентом.
Пользуясь приложением, определим F0 при М = 9,60 тм и

h0 — 65 см (рис. 76, а)
А — ^ з- 960000 _q Q95» т ^.QggQ.
Ш...9 п	30-652-80 u,uyo, 7о u,»ou,
bh0 яи
Р _ М _	.960000
ToV*offa “0,950-65-0,85-2100
= 8,7 см2.
Принято F0 == 9,8 см% — 2 0 25 > 8,7 см2
220

Определим жесткость усиленного элемента в первом пролете

по формуле (76), рис. 74, а и 76, а\ Ьп =200 см; h = 60 см; h0 —

= 56 см; &п = 7 см; Fa=\7 см2 — 2 0 22+3 0 20; Fo=9,8 см2—
—2 025; Ст. AI — /?а = 2100 кг!см2; бетон М 150—RH =80 кг/см2;

М= 18,45 тм (по рис. 74, е)
п — —а- — ^ — 9 13*

а~ Еб — 2,3-105 “ у'10’
** = = 200 • 56 = °'0015*
При /«0=0,85 (см. § 35) по формуле 194
Nc = m0F0Rt - 0,85-9,8-2100= 17 500 кг;
М _ 1 845 000 _1055,
0	Nc 17 500 — 1UD»°>
е = е0 + h0 — у =* 105,5 + 56 — 19,5 = 142 см.
По формулам СНиП определяем
М3 — Nce — 17 500* 142 = 2 480 000 кг!см.
При /Й = 140 кг/см2
Г _ М3	2 480000 _ n n9R9
b'hlRH ~ 200-562-140

ип "о пи
г
7	=0, так как x<hn =7 см и у'=0.
ё s	!	—	1	=о 104*
1	+*5 L	1 + 5-0,0282
1,8 + Юцл	1,8 + 10-0,0015-9,13
x = Vi0 = 0,104-56 = 5,8 CM<h'n = 7 см;

z, = A„( 1 - |) = 56 А - ^) = 53 см.
По табл. 34 СНиП при у=Ь75
^ = ^» = Т^=1,75^^-=45 200 «Л

При WT «= 45 200 см3 и /?р = 13 кг/см?

М'т = WTR« + Nr_(y- 0,5?Л„) = 45 200-13 + 17 500 X

X (19,5 — 0,5-0,104-56) = 777000 кг-см;

Мс = M + Nc(y - 0ДЛ0) = 1845000 + 17500-(19,5 -

-	0,5-0,104-56) = 2 135000 кг-см.
221

Тогда
мт 777 000

т~~ Мс ~ 2135000 —
Фа = 1,3 — Sm
1 —т
6 — 4,5т

1—0,635
6 — 4,5-0,365

Окончательно прифб=0>9 и v = 0,15
= 1,3 -0,8*0,365-
.-ё =0,863.
zi К
53-56
0,863
2,1-106-17
1 —
53
142
•)
+
0.9
(О + 0,104)-200-56-2.3-105.0,15
= 785-108 кг-см2.
4.	Перейдем теперь непосредственно к статическому расчету

полученной комбинированной системы.
От загружения прогона добавочной расчетной нагрузкой

Q=4,8 т в первом пролете и полезной расчетной нагрузкой

Р = 7,2 т в первом и третьем пролетах эпюры изгибающих мо¬

ментов представлена на рис. 77, а. Она получена суммирова¬

нием соответствующих эпюр по рис- 74, в и 75, в.
о)
-5,75
чу*
*22,10*20,20
-5,75	г)
*12 V
-13,40
40,60*12,
xL Гг-~3'р~г ю ~nqn	-0,90-,
д)
+19,55
Щ92
+W+7,35
-3,88 2,57-Щ
-3=
+3,62
\90-0,60-0,30 rr oni^9-2,M-W -0,65	-0,65-0М-0.22
в)
е)
48,79 +18,10
*10,00 +12,10
+17,21
+5,6^77?
Рис. 77.
а—эпюра изгибающих моментов в прогоне при загружении I и III пролетов на¬

грузкой Р и 1 пролета нагрузкой Q; б—влияние затяжки на прогон при нагруз¬

ке, указанной в «а»; в—сумма эпюр «а» и «б»; г—эпюра изгибающих моментов в

прогоне при загружении 1 и II пролетов нагрузкой Р и 1 пролета нагрузкой Q;

d—влияние затяжки на прогон при нагрузке, указанной в «г»; в—сумма эпюр «г»
и «д»
222

Пользуясь расчетными формулами табл. 3, определим уси¬

лия в горизонтальной затяжке от полезной и добавочной нагру¬

зок в первом пролете.
Согласно рис. 76,a, F = 2990 см2; F0 = 9,8 см2—20 25 AI;

с=45,5 см.
Тогда по формуле (103) и табл. 3 при двух сосредоточенных

грузах P + Q = 7,2+4,8 = 12,0 т, расположенных в третях про¬

лета, получим:
Л в , . , В _ 785-108 , „ее ,
Я~ cF0Ea ^ т cFE6 45,5-9,8-2,1-106 “Г^Э-Г
45,5-2990-2,3-105 = $4 -f 45,5 + 2,5 = 132;
Xp = 2WW_ = 2 О.ПЫ2 000.600 = 12юо кг = 12л m
Поскольку при рассматриваемой нагрузке на опоре прогона

действует опорный момент Мв =—5,75 тм (рис. 77,а), то, учи¬

тывая его влияние на затяжку, будем иметь
\г 	 Мп 	—575 000	пл	о 1 о
м = ~2А ^ 2-132 = “ 180 кг=— 2,18 т.
Суммарное усилие в затяжке
^==Лгр + Агм= 12,10-2,18 = 9,92 т.
Соответствующие концевые моменты, передаваемые от за¬

тяжки на прогон,
М0 = Хс = 9,92-0,455 =— 4,52 тм.
Определим влияние этих концевых моментов на неразрезной

прогон, для чего воспользуемся расчетными формами Клейн-

легеля для расчета неразрезных балок1.
Слева от опоры В
Мв — М0 — 0,1333‘6-Л/0 = — 4,52 + 0,1333-6* 4,52 =
= — 4,52 -J- 3,62 = — 0,90 тм.
Справа от опоры В
Л/в = -J- 3,62 тм.
На опоре С
Мс =* + 0,0333 • 6 • Ж0 = - 0,0333 • 6 • 4,52 = - 0,90 тм.
Эпюра изгибающих моментов, возникающих в прогоне от

действия затяжки, представлена на рис. 77, б.
1	А. Клейнлегель, Г. Зигман. Неразрезные балки. Госстройиздат, 1932,

стр. 149.
223

Результирующая эпюра изгибающих моментов (рис. 77, б)

получится от суммирования эпюр рис. 77, а и 77, б.
Аналогично находятся усилия в комбинированной системе

при загружении расчетной полезной нагрузкой Р = 7,2 т первого

и второго пролетов и добавочной расчетной нагрузкой Q = 4,8 г

первого пролета. Суммируя соответствующие эпюры изгибаю¬

щих моментов рис. 74, г и 75, в, получим эпюру изгибающих

моментов, приведенную на 'рис. 77, г.
При этой комбинации нагрузок находим усилия в тяжах за¬

тяжки
^=12,1 m (см. выше).
От опорного момента Мй——il 3,40 тм
X» = -&-= ~!о^Г — 5.09 тм.
Тогда
2А — 12*132
X = Хр-\- Хм = 12,10 — 5,09 = 7,01 т\

М0 = Хс = 7,01 • 0,455 = —3,19 тм.
Соответствующая эпюра изгибающих моментов от влияния

затяжки на неразрезной прогон будет аналогична эпюре рис.
77,	б, измененной ib отношении
3,19
4,52
= 0,71.
Эта эпюра изображена на рис. 77, д.
Суммируя эпюры рис. 77, г и 77, д, получим результирующую

эпюру (рис. 77, е) расчетных изгибающих моментов в комбини¬

рованной системе при рассматриваемом загружении.
Затем определяется величина предварительного напряже¬

ния в тяжах затяжки. Примем для этого напряженное состоя¬

ние комбинированной системы при ее загружении полезной

нагрузкой в первом и третьем пролетах и добавочной нагруз¬

кой в первом пролете (с учетом перераспределения), т. е. по

эпюре изгибающих -моментов рис. 77, в.
В этом случае усилие в тяжах затяжки Х=9,92 т
X 9920 1А1г- , о
а”7Г = ~W = 1015 кг1см-
По формуле (195)
о0 = т0/?а — о = 0,85-2100 — 1015 = 765 кг/смг.
Чтобы создать такое напряжение в тяжах, необходимо их

взаимно стянуть, придав уклон / = 0,027 (по графику рис. 58),

т. е. сблизить их на
а = 2-bi 8= 2-300-0,027 = 16 см.
224

Предварительное напряжение в тяжах вызовет в них усилие

X — 3qF0 = 765-9,8 = 7500 кг = 7,5 т.
Концевые моменты
М0 = Х'С = 7,5 • 0,455 — — 3,41 тм.
Соответствующая эпюра изгибающих моментов от влияния

предварительного напряжения затяжки на комбинированную

систему будет аналогична эпюре рис. 77,6, измененной в от¬

ношении
3,41
4,52
=0,755.
Эта эпюра показана на

рис. 78 а.
Далее найдены результи¬

рующие расчетные изгибаю¬

щие моменты, действующие в

усиленном прогоне, с учетом

постоянной нагрузки по эпю¬

ре рис. 74,6 с учетом 'предва¬

рительного напряжения ® тя¬

жах затяжки по эпюре,

рис. 78, а в невыгоднейших

комбинациях загружений по¬

лезной нагрузки Р и добавоч¬

ной нагрузки Q в первом про¬

лете — по эпюрам рис. 77, что

изображено на рис. 78.
В пояснении к рис. 78 кон¬

кретно указаны просуммиро¬

ванные эпюры.
В результате сравнения по¬

лученных результирующих

расчетных эпюр рис. 78, б и в

с первоначальной расчетной

суммарной эпюрой (рис. 74, е)

видно, что на опоре В изги¬

бающий момент превышает ве¬

личину, на которую был за¬

проектирован прогон. Этот мо¬

мент снижается путем пере¬

распределения (рис. 78, г),

после чего ib отношении опор¬

ных усилий (рис. 78,д) прогон

удовлетворяет поставленным

условиям.
а)

Х-7,50
3,^1.9КП ,ея
-iga
-0.M-Q.22
л
д
6) -7,93

Х=17М\
+гць *20‘2?
в) -я/7
' +6,60 А-П.67

ХФ,51
+17,83
-Ц75
+20,66
]/	У +0,30 .,h 90
is,
г)
Ж
+0,38 +0,95 +0,95*0,38

+133
+21,Ob
Рис. 78.
а—эпюра изгибающих моментов в прого¬

не от влияния предварительного напряже¬

ния, создаваемого в тяжах затяжки;

б—результирующая эпюра изгибающих

моментов в прогоне при действии нагруз¬

ки О во всех пролетах нагрузки Р в 1 и

III пролетах, нагрузки Q в 1 пролете и

усилий от предварительного напряжения

затяжки (сумма эпюр рис. 74, б, 78, в и

70, а); в—результирующая эпюра изги¬

бающих моментов в прогоне при действии

нагрузки G во всех пролетах, нагрузки Р

в I и II пролетах, нагрузки Q в 1 проле¬

те и усилий от предварительного напря¬

жения затяжки (сумма эпюр рис. 74, б

78, е и 79, а); г—эпюра изгибающих мо¬

ментов от перераспределения опорного

момента Мв; д—окончательная результи¬

рующая эпюра изгибающих моментов от

суммы эпюр 79, в и 79, г
225

Касаясь сравнений пролетных изгибающих моментов, делаем

вывод, что последние превышают первоначальные в .первом про¬

лете, где произведено усиление прогона.
Чтобы убедиться в достаточности (выполненного усиления,

произведем проверочный расчет поперечных сечений первого

пролета, имея в виду, что на опоре А появился изгибающий

момент, который ранее отсутствовал, поэтому сечение тоже сле¬

дует проверить-
Так как сочетание М и N по результирующей эпюре рис.
78,	д более невыгодно, чем по эпюре рис. 78, б (эксцентрицитет

больше), то проверку сечения производим для:
ЛГ= 14,51 т; М=-\- 21,04 тм; h'n = 7 см; Ь'п — 200 см;

b = 30 см; h — 60 см; h0 = 56 см.
а)	В сечении I /7а = 17 см2—20 22 +3 0 20 (см. рис. 74,а);

бетон М 150; RH=80 кг/см2; Ст AI Ra =2100 кг!см2;
М 21,04 л лс i/i с

ео = — = 14|5Г==1’45 -“= СМ-
При Л=|150 кг/см2 и ц= -&• = gQ.’i-g = 0.01

ио формуле (112) СНиП
66000 / 1
X + °’16
+ 200(х+1 | =
150 + 350( 145	+200-0,01 + 1 —446.
60 + 0,16 /
По рис. 76, а 1=(1 049 400 см4 и F=2990 см2
/I л Г1049400 1СО

F ~ V 2990	’ J
-^ = W = 31'8<35'
поэтому учитывать влияние длительного воздействия нагрузки

не нужно (СНиП, п. 7.51).
По формулам СНиП:
^ , N i 145110 51,01:
\2cRuF (ги)	1~ 12-446-80-2990 '61>Ь
е'о = v\e0 = 1,01 • 145 = 146 см;

e = e'0 + h0-y= 146 + 56- 19,5=182,5 см;
226

Rub'ax (e — h0 -f Of5x) — RaF&e = 0;
80• 200• jc (182,5 - 56 + 0,5л;) — 2100-17-182,5 — 0;

x2 -|- 253л: — 815 = 0; x = 3,2 cm < h'n = 7 cm;
N = RJ>'nx - R&F& = 80-200-3,2 - 2100-17 -
= 15 500 кг > 14510 кг.
б)	В торцовом сечении имеется вверху F& =4,6 см2—3014
7 Q3
М =— 7,93 тм; N = 17,42 тм; е0 = 1442" =0,455 л*.
При = 150 кг/см2 и [а = = 3^6 = 0,0027;
по формулам СНиП
66000 / 1 | ОАА | ! \
= 15оТз50 ( -45,5- + 200-0,0027 + Л - 346.
V -60- + 0Д6	)
гр	„	/о	600
Так как плита находится в растянутой зоне, то-^ - = ~6Q =
= 10, т. е. учитывать влияние длительного воздействия нагрузки

не нужно;
71 =	!	=	1	— 1 04-
^ 1	1	17420	А’и*’
1" с#и [ h )	1 346-80-30-60 ш
6q “ г\е0 == 1,04 • 45,5 = 47,5 см;
е = е'0-\-0,5Л— а = 47,5 + 0,5-60 — 4 = 73,5 см;
RHbx (e — hQ 4- 0,5x) — RaFae = 0;
80 • 30 • jc (73,5 - 56 + 0,5*) - 2100 • 4,6 - 73,5 = 0;

x2 4- 35л; — 592 = 0; x = 12,5 см;
N = RJjx - RaFa = 80 - 30 • 12,5 — 2100 - 4,6 =
= 20350 кг > 17 420 кг.
в)	Проверку по поперечной силе произведем, определив по¬

следнюю на опоре В слева
Мл — Мь
Вл = G4-P+Q-]	0 t б- = 4,84-7,2 + 4,07 +
4- ~6’60 + 19'94 = 18,3 т.
227

Согласно рис- 74, а, в прогоне имеются поперечные стержни
3	08 с шагом 20 см, тогда по уравнению (66) СНиП при /?ах ~

= 1700 кг/см2 и Т7 х = 1,51 см2
Я =
Qx6= yOfiR„bhlqx—qxu = У 0,6-80-30-562-128 -

-128-20 = 21440 кг > 18300 кг.
Произведенный расчет показал, что после усиления прогон

сможет воспринять возросшую в первом пролете нагрузку.
Пример 18. Прогон, рассмотренный в примере 17, усили¬

вается шпренгельной 'затяжкой.
В данном случае первые три расчетных этапа сохраняются

неизменными по предыдущему примеру, поэтому перейдем не¬

посредственно к четвертому, т. е. к статическому расчету обра¬

зованной комбинированной системы, представленной на

рис. 76, в.
Пользуясь расчетными табл. 5 и 9, определим усилия в

шпренгельной затяжке от полезной и добавочной нагрузок © пер¬

вом пролете и полезной нагрузки в третьем пролете.
Согласно рис. 76, а, а = 18°30'; Т7 =(2990 см2;
Fq = 9,8 см2 — 2 0 25; k = 60 см.
Тогда по табл. 5 при -j- = 0,33, т. е. при двух сосредо¬

точенных грузах P + Q = 7,2+4,8= 12,0 т, расположенных в

третях пролета, получим:
В
785-108
~ E&h
~ 2,1
• 106-9,8-60
1
1
1
cos3 а
“ 0,9483 ~ 0,852
В
785-10»
К 	 1	1 		i	1 17К.
IN0 рлсЗ „	ЛСЫЯЗ	ПЙИ9
			 =19*
E6Fh 2,3*105-2990-60
А =	1
1,1 • /С/С0 + 0,47- Л + 1,65 Кх + 0,81 К

1
1,1 -63,7 1,175 + 0,47-60 + 1,65-1,9 + 0,81 -63,7

82,3 + 28,2 + 3,14 + 51,5 = 165,14 ^ 0,0061 ’
По табл. 5—у = 0,09640.

По табл. 9—у = 0,266.
228

При Р—12 т и Мв =—5,75гж
X = 2A Ply + АуМв = 2 • 0,0061 • 12 ООО • 600 • 0,0964 -

- 0,0061 • 0,266 • 575 ООО = 8450 - 930 = 7520 кг = 7,52 ш.
Соответствующие концевые моменты, передаваемые от за¬

тяжки на прогон
М0 = 0,33*А = 0,33 • 7,52.0,6 - + 1,48 тм,

а подпирающие силы в местах перегиба тяжей
D = 0,826* tg а = 0,826 • 7,52 - 0,333 = 2,07 т.
Определим влияние затяжки на прогон через концевые мо¬

менты и подпирающие силы по схеме загружения, представ¬

ленной на рис. 79, а. Для этого воспользуемся таблицами и фор¬

мулами Клейнлегеля.
Слева от опоры В
АГВ * М0 - 0,1333 (1,33Dl +6Af0) =+ 1,48 - 0,1333 X

Х(- 1,33-2,07.6 + 6.1,48) =+1,48 + 2,21 - 1,18 =
—	+ 2,51 тм.
Gnpaea от опоры В
М'в =+2,21 -1,18=+ 1,03 тм.
На опоре С
Мс =+ 0,0333. (-1,33 • 2,07.6+6-1,48) = - 0,25 тм.
Соответствующая эпюра изгибающих моментов, возникаю¬

щих в прогоне от действия шпренгельной затяжки, изображена

на рис. 79, б.
Сумма эпюр рис. 77, а и 79, б представлена на рис. 79, в и

дает изгибающие моменты в прогоне, усиленном затяжкой, при

загружении первого и третьего пролетов полезной расчетной

нагрузкой и добавочной расчетной нагрузкой в первом пролете.
Аналогично при загружении прогона расчетной полезной

нагрузкой в первом и втором пролетах и расчетной добавочной

нагрузкой в первом пролете, имея по рис. 77,гМв=—13,40 тм,

найдем усилия в тяжах затяжки, а затем ее влияние на про¬

гон.
Итак, при Р='12 т и Мв = —13,4 тм
X = 2APly + AyМв = 2 • 0,0061 • 12 000 • 600 • 0,0964 -
—	0,0061 -0,266 • 1 340 000 = 8450 — 2160 = 6290 кг = 6,29 т;
М0 = 0,33*Л = 0,33 • 6,29 • 0,6 = + 1,24 тм;
D = 0,826*tg а = 0,826 • 6,29 • 0,333 — 1,73 т.
229

а)
М0**1,Цтн мо
щьгъ
ГПГ7
D=Wt

6) -1314,98

X=7,52
ТГ
С
~Ъ
D
Используя эпюру рис.

79,6, измененную в отноше¬

нии
^ /Г1\ 	-<
f
*1,8 *151
025-0,17-0,08

К~	Л
6,29
7,52
=0,837,
>1,48

8)
X-7,52 т
+19,79+18.22
,У3 -5,15-5,57-6,00

~№г.—I	1	К
40МЗЧ2М
¥
г) -1,93-iM

Х=6,29
[29 /| |\	-0,21-0,Ik-0,07
1
♦1,24	У^0,85\ ■
Х=6,29
►2,10 +0,50

-ИЗОЛ^2'55 -4,09-171-136
*17,62+13,16
х=д,93 /
\ <30-0,20-0,10
*1,76
■^<072 ’
*1.21
найдем влияние затяжки на

прогон при рассматривае¬

мой схеме нагрузок, что

изображено эпюрой изги¬

бающих моментов на рис.

79, г.
Сумма эпюр рис. 77, г и

79, г дает искомую резуль:

тирующую эпюру изгибаю¬

щих моментов, представлен¬

ную на рис. 79,(5.
Найдем величину пред¬

варительного напряжения в

тяжах затяжки при схеме

нагрузок, соответствующей

эпюре усилий по рис.

79, в.'
►2,98
Рис. 79. К примеру 17
а—схема нагрузки прогона от затяжки при

загружении прогона нагрузкой Р в 1 и

III пролетах и нагрузки Q в 1 пролете;

б—эпюра изгибающих моментов в про¬

гоне от влияния затяжки при нагрузке,

указанной в «а»; в—сумма эпюр по рис.

77, а и 79, б; г—эпюра изгибающих момен¬

тов в прогоне от влияния затяжки при

нагрузке Р в 1 и II пролетах и нагруз¬

ке Q в 1 пролете; д—сумма эпюр по

рис. 78, г и рис. 79, г; е—эпюра изгибаю¬

щих моментов в прогоне от влияния

предварительного напряжения в тяжах

затяжки
а =
7520
Л) 9,8

= 768 кг/см2.
По формуле (195) при

т0 = 0,80 (по § 35)
а0 = m0Ra — а =
= 0,8-2100 — 788 =
= 912 кг/см2.
По графику рис. 58 при п = 6 и а0 — = За0 = 3-912 —
= 2736 кг{см2 получим t = 0,051. Тогда сближение тяжей потре¬

буется произвести на
а = 2bi = 2* 100-0,051 = 10,2 см~~\0 см.
Усилия в тяжах при этом будут
X = о0'Р0 — 912-9,8 = 8930 кг — 8,93 т;
М0 = 0,ЗЗА7г = 0,33- 8,93• 0,6 =+ 1,77 тм;
D = 0,826*tg а = 0,826 • 8,93• 0,333 = 2,45 т.
230

Используя эпюру по рис.

79, б, измененную в отноше¬

нии
8,93
-10,06 -12 84

'6,80^79-3,72;^
7,52
= 1,19,
+22,99+*9'62
13,99 Щ2?
•17,88
+20.82
Ф.56
НОЗ+ццд
результи-
изгибакн
Рис. 80. К примеру 17
а—результирующая эпюра изгибающих

моментов в прогоне при действии на¬

грузки во всех пролетах, нагрузки Р в I

и III пролетах, нагрузки О в 1 проле¬

те и усилий от предварительного напря¬

жения затяжки (сумма эпюр рис. 74, б,

79, в и е); д — результирующая эпюра

изгибающих моментов в прогоне при дей¬

ствии нагрузки О во всех пролетах, на¬

грузки Р в I и II пролетах, нагрузки Q

в 1 пролете и усилий от предварительного

напряжения затяжки (сумма эпюр

рис. 74, б, 79, дне)
найдем влияние на прогон

предварительного напряжения,

создаваемого в тяжах затяж¬

ки, что изображено на рис.
79,	е.
Далее находим

рующие расчетные

щие моменты, действующие в

комбинированной системе с

учетом постоянной нагрузки

по эпюре рис. 74, б предвари¬

тельного напряжения в тяжах

затяжки по эпюре рис. 79, е

и невыгоднейших комбинаций

загружений полезной расчет¬

ной нагрузки Р и добавочной расчетной нагрузки Q в первом

пролете по эпюрам рис. 79, что представлено на

рис. 80.
В результате сравнения полученных результирующих рас¬

четных эпюр рис. 80, а, б с первоначальной расчетной суммар¬

ной эпюрой (рис. 74, е) видно, что на опорах изгибающий мо¬

мент нигде не превышает величины, на которую был запроекти¬

рован прогон, поэтому предусматривать перераспределения уси¬

лий не требуется.
Из сравнения пролетных изгибающих моментов видно, что

последние превышают первоначальные в первом пролете, где

выполнено усиление прогона.
5.	Чтобы убедиться в достаточности произведенного усиле¬

ния произведем проверочный расчет «поперечного сечения пер¬

вого пролета.
Наиболее напряжено сечение 1 первого пролета.
*
N = 16,45 т; М = 22,99 тм; h’n — 7 см;
Ь'л = 200 см; b = 30 см; h — 60 см; h0 — 56 см;
F& = 17 см2 — 2 0 22 + 3 0 20 (см. рис. 74, а);
бетон М150; RH = 80 кг)см2; Ст. AI с = 2100 кг/см2,
М 22,99 * „ 1 ,л

еп = —п— = --кЧ— = 1,4 м— 140 см.
N
16,45
231

При R= 150 кг/см2 и ja=0,01 (по предыдущему расчетному

примеру 16)
л_ 66000 /	1	, о™ I и
с	р _и яйп I ~Z	Ь 200 Н1 + М ®“
ПГ + 0Д6
')
150 + 350 I “НО	1-200-0,01 + 1 j = 448.
60 + °’16 )
По примеру 16 /*„ = 18,8 см и— = 31,8 <35, т. е. здесь
•	и
учитывать влияние длительного воздействия нагрузки не нужно.

По формулам СНиП
Т' = ~, N //.У " ■	16450	= 1’01;
1— 12cRHF \г„) 1~ 12-448-80-2990 '*1Л
ео = = 1,01 • 140 = 142 см;

с €q -{- h§ —у = 142 -(- 56 — 19,5 — 178,5 с м.
RJ>nx (e—h0 + 0,5л:) — RJF^e - 0;
80 • 200л: (178,5 - 56 + 0,5л:) — 2100 • 17 • 178,5 = 0;

х2 + 245* — 800 »0, х» 3,44 см < h’n = 7 см;
N = RHb'nx- R^Fi = 80-200 • 3,24 — 2100* 17= 16150 <16450 кг,
что допустимо, так как не превышает 2%. Поскольку опорное

сечение не догружено, то произойдет дальнейшее перераспреде¬

ление усилий, которое снизит N —16 450 кг • см.
Проверку торцового сечения можно не производить, так как

там изгибающие моменты положительные как и в пролете, сле¬

довательно, арматуры достаточно
, Пример 19. Ригель однопролетной рамы должен быть

усилен ввиду того, что сделанная в непосредственном примы¬

кании к нему высокая пристройка создает возможность появ¬

ления снегового мешка.
Таким образом, первоначальная временная полезная на¬

грузка р=1,3 т/м возрастает вдвое, т. е. добавочная расчетная

нагрузка <7=1,3 т/м. Схемы расчетных нагрузок представлены

на рис. 81, а.
1.	Соответствующие схемы усилий от воздействия собствен¬

ного веса покрытия g = 2,0 т/м, ветра v=0,2 т/м и отсоса Vo =

= 0,15 т/м показаны на рис. 81,6, в, г. На рис. 81, ж дана огибаю-
232

а) ПШППШШППШШШ-^Шпм
1,3 т/пм б)
q = 2.0 т/пм
0,2 т/пм
V
тш
в
777.
В
12,0
I».
D -777.
— Уо~0*1Ьт/^
-2,16
0,16
0,38
♦2,18
10,16

М0-0,246 хЛ
W-^0j925x
е)
. 1
5: | Э | D >
j
-is
60
■Ч
- 300 —1
5 J
-200 4
i-	 600
а~13°Ю' 1

- 300—►
60x40
180
;)
в
F-H70cmz

35 0, = 4910000 с**
-19,82
180
Зл4ф10ЯЕ
4022 ЯП
Поперечные стержни.

4ф8 шаг-300 мм
Рис. 81. К примеру 18
а—схема усиливаемой рамной конструкции и ее нагрузки; 6—эпюра изгибающих

моментов от постоянной расчетной нагрузки g, в—эпюра изгибающих моментоз от

полезной расчетной нагрузки р, она же и от дополнительной нагрузки д, поскольку

Я—р, г—эпюра изгибающих моментов от расчетной нагрузки ветра v и отсоса v0;

д—схема усиленного ригеля рамы посредством комбинированной затяжки; е—попе¬

речное сечение ригеля, по которому вычисляется средняя жесткость элемента; ж—ре¬

зультирующая расчетная эпюра моментов рамы при неблагоприятнейших сочета¬

ниях нагрузок; з—поперечное сечение ригеля, по которому производится провероч¬

ный расчет
щая расчетная эпюра моментов и указано сечение с наиболее

неблагоприятным изгибающим моментом при соответствующей

высоте поперечного сечения ригеля (благодаря переменной

высоте).
2.	Усиление принимается преднапряженной комбинированной

затяжкой, состоящей из двух стержней.
233

Определим ориентировочно сечение тяжей затяжки (см.

§ 20) с учетом сохранения опорного сечения рамы без усиления

за счет перераспределения усилий-
В наиболее невыгодном сечении (для скатного ригеля) на

расстоянии 5 м от опоры определяем изгибающий момент как

для свободно опертой однопролетной балки (учитывая перерас¬

пределение усилий).
Опорная реакция
М = Ах — 0,5qx2 — 7,8 • 5 - 0,5 • 1,3 • 52 = 39 - 16,25 = 22,75 тм.
Определяем сечение затяжки, принимая для нее сталь AI

с Rа = 2100 кг!см2, тогда при фиктивной полезной высоте сечения

h0= 114 + 5= 119 см; бетон М200; /?и = 100 кг!см2;
Принимаем 2 0 25AI —/7о = 9,8>9,4 см2.
3.	Определим жесткость ригеля, усиленного затяжкой. По¬

скольку ригель переменного сечения, то определяем жесткость

по среднему сечению, находящемуся в расстоянии 0,65 полу-

пролета, считая от опоры, как это приближенно делается для

переменных сечений,
В расчет жесткости вводится плита на величину, предусмот¬

ренную п. 7.18 СНиП II-B. 1-62, тогда для подсчета жесткости

по формуле (76) примем h= 103 см;
Ь'п = 180 см; h'n = 6 см; h0 = 103 — 4 = 99 см; b = 35 см.

Fa = 15,2 см2 '—4 0 22All; F0 — 9,8 см2 — 2 0 25AI, бетон М200;

/?и = 100 кг!см;
М = 38,8 тм (по рис. 81, ж);
А = 0,5$/ = 0,5-1,3-12 = 7,8 т ;
35-1192.100
2 275000
= 0,054
По табл. приложения 1 уо=0,973
0,973-112-2100
2 275000
= 9,4 см2.
/fcp = 70 + -щ- • 400 = 103 см.
~ Еб “ 2,65-105
_ Еа _ 2,1-106
234

По формуле (194) при т0=0,80 (см. § 35).
Nc = m0F0/?a = 0,8 *9,8-2100= 16400 кг;
М_ _ 3880 000 _ 2
0	Nc ~~ 16 400 ~
По формуле (74, в)
е — е0-\- h0 — у = 236 + 99 — 42 = 293 см;
M3 = Nce= 16 400 • 293 = 4 800 ООО кг/см.
По формуле (177) СНиП при RJ =180 кг!см2 найдем
/_ мз _ 4 800000 _п01г
Ь' h2RH ~~ 180-992.180

ип "о Ли
По выражению (178) СНиП Т — 0, так как

<ЛП = 6 см и т' = 0; по формуле (176) СНиП
t	1			1		П П^7 •
1П 1+5 L	1 + 5-0,015 —
1,8 + 10[л/г	1,8 + 10-0,00085.8
х =thQ — 0,057• 99 = 5,6 см < h'n — 6 см;
По формуле (174) СНиП
г, = А0(1 - 4-)“" f1 “	= см.
По табл. 34 СНиП при у=|1»?5
^T = TU70=Tl-L_=l,75.i^§= 141000 а*.
По формулам (78) и (79) при Wr = 141 000 см3 и

16 кг[ см2 ^
М'т = WTR* + Nc(y- 0,5^0) = 141 000-16 + 16 400 X

X (42 — 0,5 • 0,057 • 99) = 2 905 000 кг • см.
МС = М-1- Nc (у - 0 Д/г0) = 3 880 000 + 16 400 X

X (42 - 0,5 • 0,057.99) = 4 524 000 кг/см.
По формулам (182) и (180) СНиП
М\ 2905 000

m “ ШГ = 4Ж000 =0'645-

При 5 = 0,8
фа = 1,3 - Sm - gi=J^ = 1,3 - 0,8-0,645 -
1 0,645 	л ссс\
6-4,5 0,645 — и»00У-
При фб =0,9 и v = 0,15 окончательно
q 			*\hQ
(-*■)
F&Fа V1 е (Y + t)bh<>Ep

95-99
0,669 / 95 \	0,9
2,1 • 106-15,2 [1~ 288 j +(0 + 0,057) 180-99-2,65-105.0.15
= 256-1010 кг см*.
4.	От загружения рамы расчетной полезной .нагрузкой

р—1,3 т!м соответствующая расчетная эпюра изгибающих мо¬

ментов помазана на рис. 82, а, о.на получена из удвоения эпюры

рис- 81, в.
Пользуясь расчетньши табл. 12 и 15, определим усилия в

комбинированной двухстержневой затяжке от полезной и доба¬

вочной нагрузок.
Согласно рис. 81, д, е,
F—4470 см2; F0 = 9,8 см2; Л =103 см;

а = 13°10'; cos а = 0,947;
к	В	256-10*0 _ioln.
А“ EzFji ~ 2,1-106.9,8-103 “ 1
” cos3 а = 0,9743 =
К- 3	256-1010 _П1.
E6Fh ~~ 2,65-105.4470-103
А —	1
0,26 -ККо + 2,97/С + 3,77/С! + 1,69- h
1
0,26-1210-1,08 + 2,97 1210 + 3,77-21 -f-1,69-103

1 1
~ 314 + 3590 + 79+ 174 ” 4157

По табл. 12 при у = 1; 0 = 0,2005.
236
= 0,00024.

Рис. 82. К примеру 18
л—эпюра расчетных изгибающих нагрузок от суммы р и q', б—схема воздействий,

передаваемых на ригель от комбинированной затяжки при действии усилий по

эпюре «а»; в—эпюра изгибающих моментов в ригеле от влияния затяжки по схеме

воздействий «б»; г—эпюра изгибающих моментов в раме от влияния предваритель

.яого напряжения, создаваемого в затяжке; д—сумма эпюр по рис. 81, б, 82, а, в, г;

е—результирующая эпюра изгибающих моментов в раме при невыгоднейших загру-

женнях и действии добавочной нагрузки q после усиления ригеля; ж—эпюра изги¬

бающих моментов в раме от перераспределения усилий; з—окончательная расчетная

.эпюра изгибающих моментов в ригеле с учетом перераспределения усилий (сумма

эпюр «е» и «ж» и схема тяжей затяжки при их взаимном стягивании)

По табл. 15 у= 1,1;
X = Л ql2<*> - АуМоп = 0,00024 -26-12002 • 0,2005 -

- 0,0024-1,1 • 1 480000 = 1800 - 390 = 1410 кг.
Соответствующие концевые моменты, передаваемые от за¬

тяжки на раму,
М0 = 0,246-*/1 = 0,246 • 1410* 103 = 35 800 кг-см = 0,358 тм9
а подпирающие силы в местах перегиба и раздвоения тяжей
£> = 0,34*tga = 0,34-1410-0,233= 112 кг = 0,112 т.
Схема действующих от затяжки усилий, передаваемых на

раму, представлена на рис. 82, б.
Соответствующая эпюра изгибающих моментов в раме

(влияние затяжки на раму) от этих усилий изображена на

рис. 82, в.
При усилиях в тяжах * = 1410 кг
° = + = -]5г=144ке^г;
a0 = m0Ra — а = 0,8-2100 — 144 = 1536 кг/см2.
Так как протяженность затяжки большая, то для создания

нужного предварительного напряжения примем одну распорку.

Натяжение производится двумя болтами, как схематически по¬

казано на рис. 82, и. При этом п=4. Потребный уклон тяжей
находим по графику рис. 58 с введением коэффициента -у =
—-|- = 2,т. е. при о0 = 1536-2= 3072кг/см2 получим i = 0,054,

а сближение тяжей
а = 2bi = 2-150-0,054^ 16 см.
Предварительное напряжение вызовет в них усилие
* = o0F0 = 1536-9,8 = 15000 кг = 15 т.
Используя эпюру изгибающих моментов рис. 82, в и изменяя

ее в отношении
15 000
1410
= 10,6
получим эпюру изгибающих моментов в раме от создаваемого

предварительного напряжения в тяжах затяжки, что представ¬

лено на рис. 82, г.
238

Суммируя эпюры от постоянной, полезной и дополнительных

нагрузок, от влияния затяжки и ее предварительного напряже¬

ния, получим расчетную эпюру (без ветра), которая показана

на рис. 82, д, а с ветром и отсосом — на рис. 82, е.
Сравнив эту результирующую эпюру с эпюрой рис. 81, ж, ви¬

дим, что опорные моменты Мв и Мс превышают усилия послед¬

ней и должны быть снижены за счет перераспределения усилий.
На рис. 82, ж изображена принятая перераспределяющая

эпюра изгибающих моментов, а на рис. 82, з — окончательная

расчетная эпюра, по которой следует произвести проверочный

расчет.
5.	При рассмотрении результирующей эпюры изгибающих

моментов на рис. 82, з видно, что узловые моменты не превы¬

шают первоначальных. Это имеет место и в нижних сечениях А

и Д, но пролетный момент значительно превышает тот, на кото¬

рый была запроектирована рама.
Расчетное сечение на расстоянии 5 м от опор имеет момент

несколько меньший, чем в средине пролета, но он является рас¬

четным. Поскольку балка имеет переменную высоту, то по это¬

му моменту производим проверку.
Согласно рис. 81, з, расчетное сечение (на расстоянии 5 м

от опоры)
Ь'п — 180 см; h'n =6 см; b = 35 см; h — 114 см; а = 4 см; ho=
= 110 см; i\,= 15,2 см2 — 4 0 22AII; бетон М200;#и = 100 кг!см2;

Ra = 2700 кг{см2; М = 57,3 тм и N = 22,97 т (по рис. 82, з);
_М_ _ 5 730 000 _ 24д

~ 22970 ~
р
По формулам СНиП при R = 200 кг!см2 и	я
bh0
= тетвг - о-0039
66000 ( 1	I ОЛП I 1
с-таг(^г^г+з00-^1
-	200*4-350 ( 249 	+ 200-0,0039 + 1 ) = 266.
Л 114 +0Д6
По рис. 81, е
/=4910000 см*; f = 4470 сж2;
r„=/Zf=/™™=33,2c*;
77 = ^ = 36-2>35-
239

поэтому учитываем влияние длительного воздействия нагрузки.

По табл. 21 СНиП при -^-=36,2 /ядл=»0,99 (по интрополяции).
Длительными нагрузками на раму являются все воздействия

без ветра, поэтому по рис. 82, д Ылл =22,89 т,
Мдл =49,2 тм, по рис. 81,г Л/к=0,08 т.
Тогда
«одл = 4,7=-§§■ =2-14 ж =214 см;
Я1дл + 2 •	0,99 + 2 J
m*. дл ~	7 ==	214 =0,998;
1 + 2^ l + 2-f&-
;V"=^r+^ = W + 80 = 23015 кг=
т) 		1	—	!	— 1 02-
1	N //о \ 1	23015	чг- ’ ’
1 “	\ /*и /	12-266-100-4470 * 36,22
М 5730000 0/10

e<i~~ Nn *"“ 23 015 “ 249 ^
= = 1,02-249 = 254 см\

e = e'Q + h0 -y = 254 + 110 — 47 = 317 сж;
(г - h0 + 0,5х) - RtFae = 0;
100-180-л: (317 - 110 + 0,5*) - 2700-15,2-317 » 0;

х2 + 414л: — 1446 = 0; л: *» 3,48 CM<Ch'n = 6 см;
N = RHb'nx - RaFa *= 100-180-3,48 - 2700-15,2 =
= 22500 лгг < 23 015 кг
(превышение 2%<3%, что допустимо).
Произведем .проверку опорного сечения 6 = 35 см; h — 70 см

на поперечную силу (по рис. 82, з) Q = 26,5 т (с учетом разгруз¬

ки от затяжки). Поперечные стержни (по рис. 81,3) Fx —

=2,02 см2—208 AI с шагом и = 30 см при i?a*=2150 кг!см2.

Тогда по формуле (66) СНиП получим
<7х =	= 21^02,01 = 146 кг; см-,
Qx6 = У0 fiRJ)hi qx - qjn = /0,6 • 100 • 35 • 662 • 146 - 146 • 30 =

= 33 200 — 4380 = 28820 кг > 26 500 кг.
Здесь h0 = 70—4 = 66 см.
Усиления на поперечную силу не требуется.
240

Глава VIII
ПРЕДНАПРЯЖЕННЫЕ РАСПОРКИ УСИЛЕНИЯ
§ 22. УСИЛЕНИЕ КОЛОНН ПОСРЕДСТВОМ

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ РАСПОРОК УСИЛЕНИЯ
Наиболее простым методом усиления колонн, особенно на

действующих предприятиях, является способ устройства предна¬

пряженных (распорок усиления.1
Преднапряженные распорки бывают двухсторонними и од¬

носторонними. Первые применяются для повышения несущей

способности колонн с центральной нагрузкой, а также внецент-

реино сжатых с двузначными моментами, а вторые устраивают¬

ся при усилении внецентренно сжатых колонн с большими и ма¬

лыми эксцентрицитетами.
Увеличение несущей способности колонн с помощью распо¬

рок пропорционально площади поперечного сечения последних.

Исходя из наибольшего возможного сечения, это увеличение мо¬

жет доходить до 120—130 т, что является весьма значительной

величиной.
Распорки обычно заготовляются централизованно и затем

устанавливаются на усиливаемых колоннах, не требуя при мон¬

таже сложных и трудоемких работ.
Установленные распорки совершенно не стесняют строитель¬

ных габаритов помещений, поскольку толщина усиленных таким

способом колонн увеличивается всего на несколько сантиметров.
Для предварительного напряжения распорок не требуется

применения специальных приспособлений, так как они заложе¬

ны в самой конструкции. Это обеспечивает надежное включение

распорок в совместную работу с усиливаемой конструкцией ко¬
1	Предложены автором (свидетельство № 100439).
9-1992
241

лонны, поскольку гарантирует их концам плотное примыкание

с усиливаемым элементом, достигая одновременно некоторой

разгрузки колонны.
Отмеченные факторы делают конструкции преднапряжен¬

ных распорок усиления весьма приемлемыми и удобными при¬

способлениями для простого и быстрого усиления колонн.
Предварительно напряженные распорки усиления были впер¬

вые применены автором в 1952 г. и с тех пор получили весьма

широкое применение на ряде промышленных объектов (см.

§ 24).
Конструкции двухсторонних и односторонних распорок оди¬

наковы и отличаются только тем, что .первые устанавливаются

по двум противоположным сторонам колонны (рис. 83), а вто¬

рые— с одной стороны колонны (рис. 84). Каждая распорка со¬

стоит из двух уголков, связанных между собою приваренными

соединительными планками.
Распорки выполняются также из швеллеров (рис. 84, д).
Вверху и внизу каждой распорки укреплены специальные

планки-упоры, посредством которых они упираются в упорные

уголки, устанавливаемые на элементах конструкций, непосред¬

ственно связанных и примыкающих к усиливаемым колоннам, —

ригелях, балках, обрезах фундаментов.
Внутренние плоскости полок этих уголков-упоров должны

быть заделаны заподлицо с наружными боковыми поверхностя¬

ми усиливаемых 'колонн. Для этого в местах установки уголков-

упоров скалывается слой бетона, и уголки ставятся на пред¬

варительно уложенный слой цементного раствора «в сок»,

выдавливая излишний раствор. ,При этом фиксация положения

упоров производится по ватерпасу ib строго горизонтальном

положении.
В некоторых случаях упорные уголки устанавливаются по

ватерпасу и прихватываются сваркой к оголенной арматуре при¬

мыкающих к колонне элементов, после чего имеющиеся зазоры

между полками уголков и сколотой поверхностью бетона тща¬

тельно зачеканиваются цементным раствором (рис. 83, г).
При необходимости увеличить жесткость уголков-упоров под

полкой, передающей усилия на распорки, прокладываются до¬

полнительные опорные листы, толщина которых при больших

усилиях доходит до 15 мм.
Непосредственно к уголкам-упорам примыкают упорные

планки ветвей распорок (рис. 83, г, д и 84), которые при монта¬

же должны плотно соприкасаться с уголками упоров, так как

это гарантирует равномерную передачу усилий на распорки.
Плотное примыкание упорных листов к внутренней поверх¬

ности полок установленных уголков-упоров в некоторых слу¬

чаях может быть достигнуто за счет предварительного прикреп¬

ления нижних упорных листов к уголкам распорок на болтах
242

Рис. 83. Конструкции двухсторонних преднапряженных распорок для
усиления колрнн
а—смонтированные распорки в ненапряженном состоянии; б—распорки в готовом

напряженном состоянии; в—?деталь среднего узла «В»; г—деталь верхнего узла «А»;

д—деталь нижнего узла «Б»; 1—усиливаемая колонна; 2—уголкд распорок; 3—соеди¬

нительные планки; 4—планка-упор; 5—упорный уголок; 6— крепежный монтажный

болт; 7—натяжной монтажный болт; 8—вырез в боковой полке уголка в месте их

перегиба на монтаже; 9—соединительные планки, скрепляющие между собою обе

распорки; 10—планка для натяжных болтов в месте перегиба распорок; 11—сколотая

поверхность бетона, восстанавливаемая на монтаже; 12—арматура ригеля; 13—свар¬

ные швы; /4—регулировочные болты; 15—планка с нарезкой для болтов поз. 14;

/б—планка-упор для регулировочного болта; 77—сварные швы, выполняемые при

монтаже распорок; /5—болт, приваренный к уголкам распорок и пропускаемый

в овальные дыры нижних упорных планок; 19—дыры для болтов; 20—дополнительная

планка, устанавливаемая для увеличения длины сварных швов нижних упорных

планок поз. 4; 21—сварной шов по снятым фаскам планок поз. 20; 22—фундамент ко¬

лонны; 23—монтажная прихватка сваркой
9*
243

Рис. 84. Конструкция односторон-

Г-Н^ jn-, них преднапряженных распорок для

усиления колонн и детали предна¬

пряженных распорок из швеллеров
а—смонтированная распорка в ненапря¬

женном состоянии; б—распорка в готовом

напряженном состоянии; в—деталь верх¬

него узла «Д»; г—деталь «Е» крепежных

уголков боковых планок; д—деталь верх¬

него узла «А» распорок из швеллеров:

е—деталь среднего узла «В» натяжного

устройства
/—усиливаемая колонна; 2—уголки распорки; 3—соединительные планки-распорки;

4—планка-упор; 5—упорный уголок; 6—крепежный монтажный болт; 7—натяжной

монтажный болт; 8—вырез в боковой полке уголка в месте их перегиба на монтаже;

9—крепежные боковые планки; 10—планка для натяжных болтов в месте перегиба

распорок; 11—крепежный уголок; 12—соединительная планка между двумя крепеж¬

ными уголками; 13—крепежные боковые стержни, установленные взамен монтажных

болтов поз. 6; 14—сварные швы; /5—сколотая поверхность бетона; 16—швеллер ветви
преднапряженной распорки
(рис. 83, д), которые продеваются в овальные дыры в упорных

планках.
Плотная подгонка нижних упорных планок такой конструк¬

ции осуществляется специальными регулировочными болтами

(рис. 83, д), установленными на уголках распорок посредством

приваренных к последним специальных планок с нарезкой

(рис. 83, dj.
244

После рихтовки нижние упорные листы привариваются к

уголкам распорок. При недостаточной протяженности сварных

швов они могут быть удлинены за счет приварки дополнитель¬

ных планок (рис. 83, д).
Длина сварных швов, прикрепляющих упорные планки к

уголкам распорок, должна быть определена расчетом.
Упорные планки распорок выполняются из полосовой или

листовой стали и должны быть не тоньше 15 мм, а по площади

соответствовать сечению распорок.
Планки-упоры выступают за грани уголков распорок на

100—120 мм и имеют в выступах отверстия для пропуска мон¬

тажных скрепляющих болтов. Этими болтами на период монта¬

жа установленные распорки скрепляются между собою при дву¬

сторонней конструкции или со специальными планками и кре¬

пежными уголками при односторонней (рис. 84).
Установка распорок производится с перегибом в средине их

высоты (рис. 83, а и б), поэтому в боковых полках уголков пре¬

дусматриваются вырезы (рис. 83 и 84), облегчающие такой пе¬

региб.
Чтобы возместить потери площади поперечного сечения рас¬

порок в связи с устройством прорезей в боковых полках, в этих

местах привариваются специальные планки, которые в дальней¬

шем используются для постановки натяжных болтов (рис. 83, в,

84,6 и е).
Смонтированные и плотно подогнанные распорки имеют на¬

клоны в стороны обоих концов, образуя зазор между боковыми

гранями колонны и распоркой.
Для создания предварительного напряжения сжатия распор¬

ки выпрямляют, придавая им вертикальное положение. Это до¬

стигается натяжением болтов (рис. 83, в, 84, в и е).
При двухсторонних распорках натяжные болты стягивают

между собою обе распорки, а при односторонних — притяги¬

вают распорку к колонне, поэтому у противоположной ее грани

предварительно укрепляются отрезки крепежных уголков, сое¬

диненных на сварках с планкой для натяжных болтов (рис. 84).
Предварительное сжатие распоркам придается для того, что¬

бы надежно включить их в совместную работу с колонной. Ве¬

личина такого напряжения, как показала практика усиления

конструкций, может приниматься 600—800 кг!см2.
После выпрямления двухсторонних распорок и включения

в совместную работу с усиливаемой колонной их закрепляют

приваркой планок или стержней коротышей, которые соединяют

между собою обе распорки.
Односторонние распорки прикрепляют к самой колонне кре¬

пежными уголками, устанавливаемыми попарно с противопо¬

ложной грани колонны (рис. 84,6). В результате такого креп¬

ления образуются замкнутые хрмуты.
245

Для плотного примыкания отрезки крепежных уголков уста¬

навливаются на колонне на цементном растворе «в сок».
Шаг боковых соединительных планок обычно соответствует

шагу основных планок ветвей распорок, однако это не является

обязательным. Крепления могут выполняться с удвоенным ша¬

гом основных планок (рис. 84,6), если гибкость уголков это поз¬

воляет.
После закрепления распорок монтажные и стяжные болты

снимаются.
Боковые соединительные планки обязательно должны быть

предусмотрены в месте имевшегося выреза боковых полок угол¬

ков распорок, т. е. в месте их перегиба, чтобы компенсировать

имеющееся ослабление распорки при ее дальнейшей работе

после реконструкции колонны.
Необходимо учитывать, что распорки при усилении высоких

колонн могут оказаться недостаточно устойчивыми в период

их монтажа при выпрямлении и создании в них предвари¬

тельного напряжения. Поэтому в таких случаях можно рекомен¬

довать распорки, выполняемые из неравнобоких уголков, с рас¬

положением большей полки в направлении устраиваемого пере¬

гиба. Такое мероприятие значительно повышает устойчивость

распорок при их выпрямлении.
Поверхности железобетонных конструкций, подвергаемых

непосредственному сжатию под плоскостями уголков-упоров,

должны быть проверены на смятие. Кроме того, следует делать

проверку на непосредственный срез тех ригелей и балок, через

которые происходит передача усилий на распорки, хотя обычно

эти срезающие напряжения получаются незначительными.
Установленные распорки для предохранения от коррозии ок¬

рашиваются масляной краской или покрываются цементной

штукатуркой по сетке или проволоке диаметром 1,5—2 мм с

шагом 30—80 мм.
Если производственное помещение представляет опасность в

пожарном отношении или в нем выделяется значительное коли¬

чество влаги, пара, газов, испарений кислот, то противокорро¬

зийная защита выполняется в виде цементной штукатурки.
Толщина покрывного слоя цементного раствора должна

быть не менее 25 мм до поверхности металла элемента распор¬

ки, а при агрессивной среде увеличиваться до 35 мм.
Для колонн, усиленных преднапряженными распорками, за¬

щитный цементный слой всегда лучше окраски, так как создает

надежную и долговечную защиту от коррозии и не требует пе¬

риодической окраски.
Нанесение защитного цементного слоя можно производить

через относительно большой отрезок времени после установки

распорок в те периоды, когда это удобно для данного производ¬

ства.
246

Конструкции распорок усиления в некоторых случаях нахо¬

дят применение не только как собственно конструкции усиления

колонн, а -успешно выполняются и как самостоятельные конст¬

рукции, подводимые под различные строительные элементы,

когда есть 'необходимость обеспечить плотное и -надежное их

подпирание или разгрузку.
Преднапряженные распорки усиления имеют следующие до¬

стоинства:
простоту конструкции;
возможность значительного увеличения несущей способности

колонн;
немедленное включение в совместную работу с усиливаемой

конструкцией;
нестеснение габаритов помещений;
возможность применения как самостоятельных разгружаю¬

щих конструкций.
К недостаткам распорок усиления следует отнести относи¬

тельно большой расход прокатного металла.
§ 23. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ РАСПОРОК УСИЛЕНИЯ
колонн
Несущая способность колонн, усиленных преднапряженны-

ми распорками, повышается ввиду совместной работы с послед¬

ними и изменением первоначальной конструктивной схемы ко¬

лонн,— именно их напряженно-деформированного состояния.

Сохраняется неизменной только статическая стержневая схема

колонн. Колонны должны рассматриваться в совместной работе

с распорками. Предварительное напряжение разгружает колон¬

ну на величину, равную созданному в распорках усилию сжа¬

тия.
Распорки могут рассчитываться по поперечному сечению,

постоянному по всей длине, так как ослабленные места компен¬

сируются привариваемыми накладками.
При проектировании усиления колонн преднапряженными

распорками могут встретиться три случая:
усиление центрально загруженных колонн двухсторонними

распорками;
усиление колонн односторонними распорками при внецент-

ренном сжатии с большими и малыми эксцентрицитетами при

однозначном действии изгибающих моментов;
усиление колонн двухсторонними распорками при внецент-

ренном сжатии с большими и малыми эксцентрицитетами при

двузначном действии изгибающих моментов.
247

В основу вывода расчетных формул положены два следую¬

щих положения:
создаваемые в распорках предварительные напряжения

обеспечивают их совместную работу с усиливаемой колон-
в предельном состоянии существует равновесие между внут¬

ренними и внешними усилиями.
Расчетная формула для центрально нагруженных колонн
где Д^п — приведенная продольная сила;
NAn—расчетная продольная сила от длительно действую¬

щей части нагрузки;
NK — .расчетная продольная сила от кратковременно дей~

ствующей части нагрузки;
/71дл — коэффициент, учитывающий влияние длительно

действующей нагрузки на несущую способность

гибкого элемента, принимаемый по табл. 17 СНиП
Коэффициент условий работы распорок т0=0,90 на основе

экспериментальных данных (см. § 33, § 35).
Расчетная формула (197) получила экспериментальную

проверку (см. § 33) и показала вполне удовлетворительную

сходимость с действительными разрушающими нагруз¬

ками.
При выводе расчетных формул в дальнейшем изложении

были приняты одинаковые расчетные сопротивления стали.

Однако если в частных случаях будут применены стали -разных

классов с отличающимися величинами Ra, то в соответствую¬

щих выражениях следует принимать различные значе¬

ния Ra.
Расчетные схемы поперечного сечения внецентренно нагру¬

женной колонны при больших эксцентрицитетах с усилением од¬

носторонней распоркой представлены на рис. 85, а, б в зависи¬

мости от расположения расчетной сжимающей силы вне сече¬

ния и в его пределах.
Для данного случая ограничивающим пределом является

величина *<0,55 h0.
1 В формуле (197) поставлены расчетные сопротивления /?а» поскольку
R&c= R& для обычно применяемой арматуры колонн.
ной;
Л'п < (Япр^б + ЯЛ +	?*•
(197)
Здесь
(198)
II-B. 1—62.
248

Рис. 85. Расчетная схема поперечных сечений колонн, усиленных
преднапряженными распорками
а—при больших эксцентрицитетах и сжимающей силе вне сечения; б—при больших

эксцентрицитетах и сжимающей силе, расположенной между арматурами; в~при
малых эксцентрицитетах
Величина сжатой зоны х определяется из уравнения момен¬

тов, составленного относительно оси, по которой действует про¬

дольная сила N. При е0>Ы0—а', т. е. по расчетной схеме

рис. 85, а
1 В формулах (199), (203) и (204) расчетные сопротивления стали по¬
ставлены поскольку для арматуры колонн обычно применяется сталь с
(199)
е = е0 -j- 0,5/t — а;

е' *= е0 — 0,5Л + а';

е" = е0 — 0,5Л + а";
RJ)x {e — hQ + 0,5*) + m0RaF0e" 4- R^F'^e' — RaFae = 0;
(200)
(201)
(202)

Соответственно при e0<ih0—а', т. е. .при расчетной схеме

рис. 85, б
2/?а (Fae + F&е' moFoe")
(204)
Выведенные формулы позволяют определить величину хг

после чего, пользуясь формулой (199), можно вычислить несу¬

щую способность усиленной колонны.
Расчетная схема поперечного сечения внецентренно нагру¬

женной колонны при малых эксцентрицитетах с усилением од¬

носторонней распоркой изображена на рис. 85, в.
Для этого случая ограничивающим пределом является вели¬

чина *>0,55 Н0.
Из условия равновесия между внешними и внутренними мо¬

ментами, взятыми относительно менее напряженной армату-
Ne < 0,4ЦфЩ + R,F\ (Л0 - а') + m^F, (А0 - а"). (205)1
OARubfiQ -J- RaFa (ho a') -f- /Wo/?aFo (A<>	/опс\
Во всех приведенных расчетных фомулах учет гибкости ко¬

лонн, усиленных распарками, производится по методике, пред¬

ложенной СНиП II-B. 1-62 в п. 7.51.
В процессе проектирования приходится находить потребное

сечение распорок усиления, для чего тоже легко получить соот¬

ветствующие расчетные формулы.
При центрально нагруженных колоннах сечение распорок

можно определить, найдя величину усилия, которое должно

быть передано на распорки. Это усилие является разностью

между полной расчетной нагрузкой, предназначаемой к переда¬

че на колонну после ее усиления, и предельной несущей способ¬

ностью колонны без усиления
Здесь N0 — усилие, приходящееся на распорки;
Чтобы определить сечение односторонних распорок во вне¬

центренно нагруженных колоннах с большими эксцентрицитета¬

ми при *<0,55 h0, воспользуемся (рис. 85, а, б и составим выра-
1 В формулах (205) и (206) расчетные сопротивления стали поставлены
Rа> поскольку для арматуры колонн обычно принимается сталь с /?ас —
е
(206)
^0 А^п ^пред*
250

жение равновесия относительно оси проектируемой распорки,

пользуясь которым можно в этом случае найти х.
Тогда при e0>h0 — а'
О - Ne" + F’fi, (е' - е") - FaR, (е - е") +
+ R„bx (е — А0 — е" + 0,5х)
или
О = Q,5R„bx2 + RJ)x (е-h,- в”) + Ne" + F’aRa (е' - е") -
-	F,R, (е - е").	(208)'
Аналогично при e0<ft0 — а'
0 - Ne" + FaRa (е"-е') + FaR, (е" + е)+ RHbx (е" + е-А0+0,5х)

или
0	= 0,5R„bx* + R„bx (е" + е - Л'0) + Ne" + F',R, (е"-е') +
+ F>R*(e" + e').	(209)1
Из выражения суммы проекций всех сил на продольную ось

выведем расчетную формулу для определения сечения распорки

усиления
N —	~ ЯнЬХ + #aFa = 0.
Решая относительно Fa, получим
F0 = -OL- + IizliL _ Bag..	(210)1
u m0R а 1 m0	от0/?а	7
Сечение односторонних распорок усиления во внецентренно

нагруженных колоннах с малыми эксцентрицитетами при

*>0,55 h0 можно определить >по формуле (202), решенной отно¬

сительно F0,
р _ Ne—OARnbhl — RbFliho-a')
0	m0Ra (Л0 — а")	*	' '
Проектирование распорок усиления складывается из трех

следующих этапов:
определения несущей способности колонны и выявления сте¬

пени ее перегрузки;
определения необходимой площади поперечного сечения рас¬

порки усиления;
расчета конструкции распорки усиления и установления ве¬

личины ее предварительного напряжения.
1	В формулах (208), (209), (210) и (211) расчетные сопротивления стали

поставлены R&, поскольку для арматуры колонн обычно применяется сталь с

R&c ~ Rас-
251

Первый этап проектирования не представляет каких-либо

затруднений, так как после выявления всех действующих на

колонну нагрузок, (включая и те, которые должны будут прихо¬

диться на нее после реконструкции, производится подсчет

соответствующих усилий и, используя имеющиеся расчетные

формулы СНиП И-В. 1-62, можно установить степень перегрузки

колонны, т. е. вычислить несущую способность колонны и срав¬

нить с усилиями, которые предположено передать на эту

колонну.
Второй этап проектирования тоже довольно легок, посколь¬

ку выше были выведены все необходимые расчетные формулы

для определения нужной площади поперечного сечения пред¬

напряженных распорок.
Здесь следует отметить, что усиливается только сжатая

зона колонн, так как сама конструкция распорок и создаваемое

в них предварительное напряжение сжатия позволяет включать

их в совместную работу с колонной только в сжатой сто¬

роне.
Когда имеются двузначные действующие моменты, то уста¬

навливаются двухсторонние распорки, однако при каждой

комбинации нагрузок работает только одна, которая попа¬

дает в этом случае в сжатую зону колонны, другая же вклю¬

чается в работу только при изменении направления уси¬

лий.
Последний, третий, этап проектирования заключается в .рас¬

чете конструкции распорки соединительных планок распорки и

ее сварных швовч а затем в проверке устойчивости самой рас¬

порки на монтаже, когда она установлена с перегибом в среди¬

не длины, выпрямляется и приобретает при этом предваритель¬

ное напряжение сжатия.
Производимый расчет устойчивости распорки одновременно

выявляет максимально возможную величину предварительного

напряжения последней.
Если для надежного включения в совместную работу с ко¬

лонной найденная максимальная величина предварительного

напряжения велика, то она принимается меньшей.
В соответствии с выбранным предварительным напряжением

распорки по графику рис. 58 назначается уклон распорок при их

первоначальной установке во время монтажа.
Для иллюстрации хода проектирования распорок ниже при¬

водятся соответствующие расчетные примеры.
Пример 20 (рис. 86,а). Центрально нагруженная колонна.
Колонна сечением 45X45 см армирована 8018 — 20,4 см2

сталью All с Rac=Ra = 2700 кг!см2. Общая высота колонны
I	= 7 м, увеличенная расчетная нагрузка на колонну после ре¬

конструкции А^дл =220 т и NK=60 т, бетон колонны М 200 с

Rnp =80 кг/см2.
252

Колонна междуэтажная монолитная, поэтому по табл. 20

СНиП ее приведенная высота /0 будет
/0= 0,7/ = 0,7-7 = 4,9 м.
1.	Определяем несущую способность колонны по ее сечению

и армированию, чтобы установить степень ее перегрузки
/о 	 490 -j 1
Ъ ~ 45 ~11 •
Тогда по табл. 21 СНиП II-B. 1-62 найдем
ср = 0,97 и тлл = 0,98.
Предельная нагрузка, которую может воспринять колонна

без усиления по формуле (32) СНиП,
tfnp = ? (RnPF + ЛаЛ) = 0,97 (80 • 452 + 2700.20,4) =
= 210500 кг = 210,5 т.
Степень перегрузки реконструируемой колонны определим,

найдя сначала Nn по формуле (198):
A," = ^+"‘ = W + 50“275 'n-
Тогда
Wo = - W„P = 275 - 210,5 = 64,5 т.
2.	Необходимая площадь поперечного сечения распорок, про¬

ектируемых из прокатной стали «сталь 3» с #а=2100 кг!см2,

определяется по формуле (207)
р 	 "о	64500 _ i7g см2
°“ 2ср/и0/?а 2.0,97.0,9.2100 “ 11,0 ьм *
Здесь то—0,9 по § 35 п. 22.
Принимаем каждую (распорку из пары уголков, располагае¬

мых по противоположным сторонам колонны (рис. 86, а),
2	|_ 100-63-6 = .Ро = 19,18 см2 > 17,6 см2.
3.	Дальше производится собственно расчет конструкции

каждой распорки.
Рассчитаем соединительные планки распорки по п. 4.7

СНиП II-B. 3-62.
По табл. 12 СНиП на планку действует
Qn =* 20F0 = 20 -19,18 = 384 кг.
Сила, срезающая планку по формуле (7) СНиП,
Т=_Мд_„ ЗМ-70 = 620

с	43,3
253

X
6)	L 125*80*10
«—центрально нагруженная колонна, усиленная двусторонними распорками; б—вне¬

центренно нагруженная колонна с малым эксцентрицитетом, усиленная односторон¬

ними распорками; в—внецентренно нагруженная колонна с большим эксцентриците¬

том, усиленная односторонней распоркой; г—внецентренно нагруженная с большим

эксцентрицитетом и двузначными моментами, усиленная двусторонними распорками
254

Момент, изгибающий планку в ее плоскости, по формуле (8)

СНиП
М =	381'.7.— = 13 400 кг/см;
По формуле (9) СНиП
туг М 13400 £ , ,
WHT ^ 2100	*
Планки принимаем сечением 140X6 мм

туг 5/г2 0,6 ♦ 142
и/нт = —g— = —	= 19,6 слг > 6,4 см3
(планки такого сечения назначены из расчета сварных швов).

Произведем проверку сварных швов планок в их торцах.
От среза угловых швов при ручной сварке по формуле (82)

СНиП (3 = 0,7, /гш =0,6 см и /ш =14 см получим
Т___ 620
щ
О	=	= 0Д,06.14 = 106 кг!см\
От изгибающего момента по формуле (9) СНиП
М	Л/-6	13 400-6 ПОЛ , 2
а = “Пт— = ^^ , ,9 85858 п7 пй 1А2- = 980 кг см2.
м^нт 0,7-Лш/щ 0,7-0,6-142	1
По п. 7.6 СНиП
= у*4 + о2=1/1062 + 9802 = 990 кг/см2 <
< 0,7 • 1500 = 1050 кг/см2.
Коэффициент 0,7 введен по примечанию 5 табл. 6

СНиП II-B. 3-62.
Определим шаг планок по п. 4.5 СНиП II-B. 3-62.

Минимальный радиус инерции уголка iy=l,79 см, поэтому
/п = Х/у = 40-1,79 = 71,6 см.
Принимаем шаг планок /п = 70 см.
Далее распорка рассчитывается на устойчивость при монта¬

же, выпрямлении и создании предварительного напряжения.
Длина распорки считается от упора до места перегиба, где

при установке стяжных болтов имеет место шарнирное крепле¬

ние.
В плоскости перегиба распорка обладает наименьшей гибко¬

стью. При гх = 3,2 см
= _0Д£ = -0ф700_ = jog
По табл. 50 СНиП II-B. 3-62 при Я= 109 <рх=0,52.
255

В этом случае возможное предельное напряжение в распорке

°о = — 2100*0,52 = 1090 кг/см2.
По найденной величине сто = 1090 кг!см2, пользуясь графиком

рис. 58, определим возможный предельный уклон распорки на

монтаже, чтобы предварительное напряжение в ней не превы¬

сило этой величины.
Находим
W = 0,032.
Поскольку достаточно создать в распорке сго^800 кг!см2, то

принимаем i = 0,028<0,032.
В месте перегиба распорка будет отстоять от грани колон¬

ны на величину
а = »-^- = 0,028= 9,8 см~ 10 см.
Пример 21 (рис. 86,б). Внецентренно нагруженная колон¬

на с малым эксцентрицитетом. Размеры колонны h=70 см; Ь —

= 40 см; /= 12 м; бетон М 200; Ru =100 кг!см2; i?np — 80 кг!см2;

сталь АН с /?а—Ric — 2700 кг/см2; /7а= 3 0 25—14,7 см2; F'а =
= 3016 а = а' —4 см; h0 = 66 см.
Нагрузка, которая должна быть воспринята колонной после

реконструкции,
/Удл == 230 га; NK = 40 га; Млл = 22,2 тм; MK — 3,S тм.
1.	Определяем несущую способность колонны на новые на¬

грузки без усиления, чтобы выявить степень перегрузки. Расчет

ведем по СНиП II-B. 1-62.
Г ибкость
0,71 0.7-12 =i2>io,
t),7	0,7
поэтому по п. 7.51 СНиП необходимо учитывать влияние дли¬

тельного действия нагрузки. Тогда
«О. ял = = -§^-=-0,097 м = 9,7 см.
По табл. 21 СНиП при
\ =12 т„ =0,96,

по формуле (114) СНиП
Идл + 2-^^ 0,96 + 2-^-

тЭ. дл ==	~р	Q7 ~ 0,97.
i , «-» "о. ДЛ	, . п '
1 + 2-г°;дл- 1 + 2
70
256

По формулам СНиП
ЛГп = -^- + ЛГк = -^+ 40 = 276 т.
™э. дл	0,97 1
М 22,2 + 3,8 л ля. л ,
6q — -дг = 276 ~ 0,094 м = 9,4 см у
X = Ж = °*134 < °’55'
где 0,55 — граничное значение относительного эксцентрицитета

по табл. 24 СНиП при М 200, поэтому принимаем это значение

при вычислении с по формуле (112) СНиП
66000 / 1	, ОЛп , Л
	 66 000 / 1 |	14,7 | < \ * е.
200 + 350 [ 0,55 + 0,16 Ш 40*70 J
. ЛГ tloY~' 276000	ll53’
‘“WlTj I- ... — l*
415-100-40-70
поэтому
e'o = Vo = 1,53-9,4= 14,4 < 0,3/t0 = 0,3-66= 19,8 сл*,
т. e. имеют место малые эксцентрицитеты. Используя формулу

(95) СНиП с учетом примечания 2, определим несущую способ¬

ность колонны. По формуле (200)
в = 6q —|— 0,5h — а = 14,4 —}— 0,5 * 70 — 4 = 45,4 см.
Тогда
0,4#„Ц! + _ »') _
е
0,4-100.40-662 + 2700-6-(66 — 4)	1ТК ^ ^
= —	^			— = 17о 500 кг = 175 т < 276 т.
Необходимо усиление.
2.	Необходимая площадь поперечного сечения раопорки,

устанавливаемой в сжатой зоне колонны из стали «сталь 3»,

находится по формуле (211)
Ne- 0.4R„bhl - *aF; (Ло - а’)
•1 Л —
0	т0Яа (Л0 — а")
_ 276 000-45,4 — 0,4-100-40-662 — 2700-6(66 — 4) _ ofi Л 2
0,9-2100(66 — 3)	—05,U .
257

Здесь а" = 3 см и т0 = 0,9 по § 35, п. 22.
Принимаем 2 [_ 125x80 X 10=^0 = 39,4 см2.
3.	Расчет соединительных планок производится аналогично

примеру 1 и здесь не приводится.
Производим проверку устойчивости распорки на монтаже.

Гибкость распорки при 4=3,98 см
у _ 0,5/_ 0,5-1200 lei

х“ /х ~ 3,98 ~101-
При Я* =151
срх = 0,32.
В этом случае возможное предельное напряжение в монти¬

руемой ветви распорки
о0 = /?<р = 2100-0,32 = 675 кг/см2.
Пользуясь графиком рис. 58, определим необходимый пре¬

дельный уклон распорки на монтаже, чтобы предварительное

напряжение в ней не привысило найденного напряжения,
i	= 0,025.
При этом уклоне в месте перегиба распорка будет отстоять

от грани колонны на
• 1 ллос 1200 1С
a—i~Y = 0,025	2— = 15 см.
Пример 22 (рис. 86, в). Внецентренно нагруженная колон¬

на с большим эксцентрицитетом.
Сечение колонны Я=80 см\ 6=40 см; высота сборной между¬

этажной колонны 1=7 м; бетон М200; R„ = 100 кг/см2, сталь All
с Я а = 2700 кг/см2', арматура F'& = 3016—6 см2; Fa = 5 022—

19 см2; а = а'=5 см.
Нагрузка на колонну после реконструкции (усиления)
N = 120 т\ М = 66 т-м.
1.	Определяем несущую способность колонны при действии

на нее новых нагрузок без усиления, чтобы выяснить степень ее

перегрузки.
Расчет производим по СНиП II-B. 1-62.
Гибкость — 1 Q7gQ- = 8,75 < 10.
Учет гибкости производится без принятия во внимание дли¬

тельности действия нагрузки (п. 7.51 СНиП)
е0 —	= 0,55 м = ЬЬ см > 0,ЗЛ0 = 0,3-75 = 22,5 см;
l=w=°-69>0-55’
258

где 0,55 — граничное значение относительного эксцентрицитета

по табл. 24 СНиП при М 200, поэтому учитываем при вычисле¬

нии с по формуле (112) СНиП реальный относительный эксцент¬

рицитет
66000 ( 1 , ОЛЛ | Л

66000 / 1 ,	19
200 + 350
( 0,69+ 0,16 200 80-40
Ti~ , JL-(M2 ~ 1 12°1()00 8 752 ~ 1,08#
i— cRHF [ h )	405-100-80-40 'в’/0
поэтому
е’о = Wo — 1 »08 -55 — 59 см;
По формуле (200)
с з=е +- 0,5h — а = 59 + 0,5 • 80 — 5 = 94 см;
По формуле (201)
с Cq — 0,5Л + о? = 59 — 0,5 • 80 -1- 5s= 24 см;
по формуле (101) СНиП
0 — RHbx (г — Л0 + 0,5л:) + RacFae' — RaFae —
= 100 - 40 • х (94 - 75 + 6,5*) + 2700 • 6 - 24 - 2700 19 -94.

Тогда
л;2 +38*-2216 = 0; л: = 32 см <0,55/г0=0,55-75= 41 см.

По формуле (99) СНиП
N = RKbx + RacF[ - RaF, =
= 100-40-32 +2700-6-2700-19 = 93000 лгг = 93 m<120 т.
Усиление необходимо.
2.	Для определения нужного поперечного сечения распорки

из стали «сталь 3» с Ra =2100 кг!см2 воспользуемся формулой

(208) и найдем величину х, а затем по формуле (210) — F0.
По формуле (202)
еГ = е0- 0,5h + а" = 59 — 0,5 - 80 + 3 = 22 см;
0	= 0,5R„bx2 -\-RHbx (е — h0 — е") + Ne" +
+ Ffr (*' ~ е") - FJb (е - е") =
259

= 0,5-100«40-х2 + 100-40-х(94 - 75 - 22) +
+ 120 ООО • 22 + 6 • 2700 (24 - 22) - 19.2700 (94 - 22) =
= 2000д:2 - 12 ООО*+2 640 ООО + 32400 - 3680000 =
= х2 — 6* — 504; х = 25,7 см < 41 см.
При т0=0,9 и Ra =2100 кг!см? (т0 принимается по § 35 п. 22)
F ~ N I F*~F\ #»bx - 120000 ,
0 trioR& ’• т0	щЯа 0,9 • 2100 '
19-6 100-40.25,7	2
0,9	0,9«2100 ~ см ‘
Принята распорка 2 |_ ЮОХ63Х8=/70=25,2 см2.
3.	Расчет соединительных планок производится аналогично

примеру 1 и здесь не приводится.
Производим проверку устойчивости распорки на монтаже.
Гибкость ветви при ix = 3,18 см
, _ 0,5/ _ 0,5-700 __11Л

/х “* 3,18 "~11и-
По табл. 50 СНиП II-B. 3-62 при Я = 110
<рх = 0,52. .
В этом случае возможное предельное напряжение в монти¬

руемой распорке
°о = R? = 2100-0,52=» 1090 кг/см2.
Такая большая величина предварительного напряжения не

требуется, поэтому назначаем величину сг0=800 кг/см2 <

<1090 кг!см2.
По графику рис. 58 определяем уклон распорки
i	= 0,028.
При этом уклоне в месте перегиба распорка будет отстоять

от грани колонны на
а — /* = 0,028 • = 9,8 см^Ю см.
Пример 23 (рис. 86, г). Внецентренно нагруженная ко¬

лонна с большим эксцентрицитетом при двузначном моменте.
Сечение сборной междуэтажной колонны Л = 60 см\ Ь—35 см,

высота колонны 5,4 м; бетон М200; и = 100 кг/см2] сталь All

с Яа =2700 кг!см2, арматура симметричная, поскольку момент
двузначный, Fa=F'a — 5 0 22=19 см2, a = ar—4 см. Нагрузка на

колонну после усиления Л/' = 121 т, М = ± 46 тм.
260

1.	Определим несущую способность колонны при действии

на нее нагрузок, намеченных после .реконструкции, но без уси¬

ления, чтобы выяснить степень перегрузки колонны.
Расчет производим по СНиП II-B. 1-62.
г *	Ь* 1*540 п . 1Л
Гибкость колонны —= 6Q— = 9 < 10.
Расчет ведется без учета длительности действия нагрузок

(п. 7.51 СНиП)
е0 =	0,38 м = 38 см > 0,ЗЛ0 =
= 0,3-56 = 16,7 см;
-Т = -®- = 0,63 >0,55,
где 0,55 — граничное значение относительного эксцентрицитета

по табл. 24 СНиП при М200, поэтому учитываем при вычисле¬

нии с но формуле (112) СНиП полученный относительный

эксцентрицитет
_ 66000 / 1	, от 19 . Л_ .00
“ 200 + 350 [ 0,63 + 0,16 ‘ ZVU 60-35 1J “ 4Уи;
—	1	—	1	_1Пс
7]~ , N //р у “	121000
1— cRHF [ h j 1 ~ 490-100-60-35 'у

Поэтому по формулам СНиП
ео ~ ieo = 1,05 • 38 = 40,0 см;

е = е’0 + 0,5h — а — 40,0 + 0,5-60 — 4 = 66,0 см;
e'-e^ — 0,5А + а' = 40,0- 0,5-60 + 4 = 14,0 см;
0 = Rnbx (е — Л0 + 0,5*) -f RacF'&e' — RaFae =
= 100-35- * (66,0 - 56 + 0,5*) + 2700-19-14,0 - 2700-19-66,0 =
= 35 000* + 1750*а + 750 000 - 3 380 000 = *2 + 20л: - 1510;
х = 30,0 см;
N = Rnbx + RacFa - #aFa = 100 • 35 - 30,0 + 2700 -19-
-	2700-19 = 105000 кг = 105,0 т < 121 т.
261

Колонну требуется усилить.
2.	Усиление проектируется из двусторонних распорок, при¬

чем при каждой комбинации нагрузок работает только одна из

распорок, расположенная со стороны сжатой зоны колонны.

Распорки проектируем из «стали 3» с Ra =2100 кг/см2.
При а" = 2 см
е" = е’ - 0t5/i + А" = 40,0 - 0,5 • 60 + 2 = 12,0 см;
0 = 0,5RHbx2 + RJ>x (e-h0- е") + Ne" + F'aRa X

X (ef - e") - FaRa (e - e") =» 0,5-100- 35л:2 +
+ 100*35л:(66,0 - 56- 12,0) + 121000-12,0+ 19 X

X 2700(14,0 - 12,0) - 19-2700-(60,0 - 12,0) =
= 1750л:2 - 7000* + 1 450 000 + 102 600 - 2 780 000 =
= *2 — 4л: — 700,
откуда * = 28,4 см.
При #а=2100 кг/см2 и т0 = 0,9 по § 35 п. 22
р	RKbx _
^ 0	ZT5 Г
m0R а 1 Щ	m0Ra
_ 121000 . 19- 19 100-35-28,4	g 5g7- ii 5^2
“ 0,9-2100 “Г 0,9 ' 0,9-2100	oz»/ — u’° CM •
Принята распорка 2|_80X50X5=.Fo = 12,8 cm2.
3.	Расчет соединительных планок производится аналогично

примеру 1 и здесь не приводится.
Производим проверку устойчивости распорки на монтаже.

Гибкость ветви при ix=2,56 см
0,5 / 0,5-540

/х — 2,56
По табл. 50 СНиП II-B. 3-62 при Аа=Ю5
<рх = 0,56.
Тогда возможное предельное напряжение в монтируемой

распорке
°о — R?x = 2100*0,56 = 1175 кг/см2.
Такая большая величина предварительного напряжения не

нужна, и ее величину мы назначаем
о0 = 700 кг/см2 < 1175 кг/см2.
По графику рис. 58 определяем уклон распорки при ее мой-

таже
I = 0,026,
262

При этом уклоне в месте перегиба распорка будет отстоять

от грани колонны на
а = i -5- = 0,026 = 7 см.
§ 24. ПРИМЕРЫ ВЫПОЛНЕННЫХ УСИЛЕНИЯ КОЛОНН

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫМИ РАСПОРКАМИ
В колоннах первого этажа, воспринимавших нагрузку от четырех между¬

этажных перекрытий главного корпуса ленинградской Первой

фабрики офсетной печати, появились трещины в защитном слое.
Рис. 87. Усиление центрально нагруженных колонн преднапряженными
распорками из уголков 70X8 и соединительными стержнями 0 20 на
Первой фабрике офсетной печати в г. Ленинграде
а—верхний упор; б—нижний упор; в—установленные, но ненапряженные распор¬

ки; г—установлены средние накладки и стяжные монтажные болты; д—распорки

стянуты, приведены в вертикальное положение и напряжены; е—смонтированные

распорки связаны между собою соединительными стержнями
263

Трещины прогрессировали ввиду начавшегося выпучивания арматуры

колонны в пределах высоты ригеля, где отсутствовали стяжные хомуты

(рис. 87,а).
Обследование показало, что бетон колонн низкого качества (марки

ниже М100) с вытекшим раствором, пористого строения и выпучивание

арматуры произошло вследствие пластических деформаций самого ствола

колонн.
Усиление было произведено при помощи преднапряженных двусторонних

распорок, что позволило в течение нескольких часов установить и включить

их в совместную работу с колоннами.
Поскольку было решено колонны обетонировать цементным раствором,

то уголки ветвей распорок скреплялись арматурной круглой сталью вместо

планок из полосовой стали, что облегчало проведение этой завершающей

операции.
На рис. 87, в, г, д, е фиксируются этапы выполнения реконструктивных

работ по монтажу распорок. На рис. 87,6 показана установка нижней упор¬

ной планки на болтах, пропущенных через овальные дыры, с рихтовочными

болтами на уголках распорок, благодаря которым была достигнута плот¬

ная подгонка монтируемых элементов (рис. 87,в). После этого в местах

перегиба распорок были поставлены планки и стяжные болты (рис. 87,г),
Ь)
L4.H4.4jxW
L 100*10,
50	50
— 670—|^-
I1!: н • ы
ш-ш
1
-100*10-
-100*10
V
Г
■570-
№
L 100*10-
\ 50
—Ща
II—X.
7
1
50
if
*—670
Ш 50
7-7
U
Рис. 88. Усиление колонн двусторонними преднапряженными распор¬

ками из уголков 100X10 и соединительных планок 100X10, выполнен¬

ных в лабораторном корпусе НИИ в г. Ленинграде
а—установленные на колоннах и напряженные распорки; б—конструкция одной рас¬

порки
264

которые выпрямляли распорки и создавали в них напряжение (рис. 87,д).

Затем обе распорки скреплялись путем приварки между ними поперечных

стержней (рис. 87,е). Обетонирование производилось после монтажа.
* *
*
Нарушение технологии строительных работ повлекло необходимость

произвести сплошное усиление железобетонных перекрытий и колонн зда¬

ния лабораторного корпуса одного из научн о-и с с л е д о-

вательских институтов Ленинграда (рис. 88).
Усиление колонн было произведено двусторонними преднапряженными

распорками из равносторонних уголков 100X10, которые после установки

покрыли защитным цементным слоем по сетке.
Проведенное усиление разгрузило колонны примерно на 80 т, что решило

задачу.
$ ❖
❖
Переоборудование бывшего складского помещения под цех предвари¬

тельного гидролиза древесины на Канском гидролизном заводе

вызвало необходимость в установке нового оборудования на существовав¬

ших перекрытиях. Внутренние колонны получали значительную добавочную

нагрузку (до 100 т) и поэтому требовали уоиления, которое было запроек-
Рис. 89. Усиление колонн производственного цеха на Канском гидролиз¬

ном заводе двусторонними и преднапряженными распорками из четырех
уголков 100X10 с деталями узлов
265

in
ДДД
Г5
Г
1
л
а
t 3
1
1
'0
1
1
1
1
ivJ
г
L
ш
ш
Ш-Ш
л
Рис. 90. Усиление рам гидролизных отделений на четырех однотипных

гидролизных заводах — Косьвинском, Тулунском, Ивдельском и Хакас¬

ском. Стойки рам усилены односторонними преднапряженными распор¬

ками из двух уголков 60X6. Ригель усилен комбинированными предна¬

пряженными затяжками из 2 0 30
а—распорки смонтированы, но ненапряжены; б—распорки в напряженном состоянии,

в—деталь верхнего узла распорок; г—деталь нижнего узла распорок; о деталь
закрепления тяжей
тировано в виде преднапряженных двусторонних раопорок из уголков 100Х

Х10. Применение этих конструкций очень упростило проведение работ в

зимнее время. Впоследствии усиленные колонны были оштукатурены це¬

ментным раствором по проволочной обмотке,
266

В этой конструкции обращает на себя внимание устройство упоров,

которые были выполнены весьма жесткими с подкладными листами и попе¬

речными ребрами жесткости. Это было вызвано поэтажной установкой рас¬

порок и большой приходящейся на них нагрузкой.
*
*
*
В § 19 (последний пример) упоминалось об усилении рам, вызван¬

ном изменением технологической схемы производства и возросшей нагрузкой

на ригеля этих рам, которые были усилены комбинированными преднапря¬

женными затяжками. Это имело место на четырех однотипных гидролиз¬

ных заводах в Хакассе, Тулуне, Ивделе и Косьве (рис. 90).
Колонны этих рам работали на внецентренную нагрузку и ввиду зна¬

чительно возросшей нагрузки главным образом в отношении узловых изги¬

бающих моментов потребовали усиления односторонними преднапряжен¬

ными распорками, которые были выполнены из равнобоких уголков 60x6,

установленных с внутренних сторон обеих колонн рам.
Нижние и верхние упорные уголки устанавливались на подкладных

листах полосовой стали для повышения жесткости постели упорных планок

распорок (.рис. 90).
$
❖
д) Деталь 3
V/.
Рис. 91. Преднапряженные распорки из двух швеллеров № 24, разгру¬

жающие стены на дрожжевом заводе в Саратове
а—установленные распорки в напряженном состоянии; б—распорки одного из эта¬

жей в напряженном состоянии; в—сечение забетонированной распорки; г—деталь

натяжного устройства распорок; д—детали верхнего упора распорок; е—деталь узла

при пересечении перекрытия; ж—общий вид цеха с установленными распорками;

з—деталь верхнего узла у ригеля чердачного перекрытия
267

Рис. 92. Разгружающие предна-

пряженные распорки подпор¬

ных стен биофильтров, выпол¬

ненные из двух швеллеров на

Косьвинском гидролизном за¬

воде
а—в ненапряженном состоянии; б—в

напряженном состоянии, подготовлен

ные к бетонированию
Преднапряженные распорки как самостоятельные разгружающие кон¬

струкции были установлены в дрожжевом цехе Саратовского

завода.
Несущие наружные стены корпуса были выполнены из йедоброкачествен-

ного силикатного кирпича и в процессе эксплуатации пришли в такое состоя¬

ние, при котором возникла опасность их обрушения.
Было решено без остановки производства установить предварительно

напряженные распорки, выполненные из двух швеллеров № 24. Они устанав¬

ливались непосредственно у стен под железобетонными поперечными риге¬

лями, опиравшимися на стены.
Благодаря предварительному напряжению распорки довольно просто

включились в работу и восприняли на себя всю нагрузку со стен. На каж¬

дую распорку приходилось 90 г.
Установка ветвей распорок с перегибом производилась в плоскости,

параллельной стенам, вследствие чего последние не мешали осуществлять

взаимное стягивание ветвей и создавать в них предварительное напряже¬

ние.
268

Распорки монтировались поэтажно — от нижних этажей к верхним —

и имели жесткие упорные конструкции, что видно на детали рис. 91.
Впоследствии распорки обетонировались (рис. 91). На фундаментах

стен были устроены специальные приливы из бетона на глиноземистом

цементе (для быстрого твердения), на них непосредствено устанавливались

распорки первого этажа.
$ &
*
Конструкция преднапряженных распорок как самостоятельная разгру¬

жающая конструкция была выполнена при работах на Косьвинском

гидролизном заводе.
В период большого притока грунтовых вод были сильно увлажнены

грунты глинистой структуры под подошвами подпорных стен биофильтров,

в результате чего последние получили прогрессирующий крен.
Укрепление этих стен в предзимний период 1956 г. было осуществлено

предварительно напряженными распорками, составленными из двух швел¬

леров № 18. Они устанавливались под углом и верхним концом упирались

в бетонные подпорные стены, а нижними — в железобетонные ребра поддона,

которые служили им надежным упором. Предварительное напряжение распо¬

рок при их взаимном стягивании обеспечивало включение в работу и плот¬

ное примыкание в опорах к примыкающим конструкциям.
Впоследствии установленные распорки (в данном случае подпорки) были

забетонированы по обмотке из проволоки (рис. 94,6).

Глава IX
НЕКОТОРЫЕ ПРИЕМЫ УСИЛЕНИЯ

В СПЕЦИАЛЬНЫХ СЛУЧАЯХ РЕКОНСТРУКЦИЙ
§ 25. СПОСОБЫ УСИЛЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ КОНСОЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИИ
Различаются консоли длинные и короткие. Первые рабо¬

тают как изгибаемые конструкции, а вторые — главным образом

на срез.
При необходимости догрузки консолей возникает вопрос об

их усилении.
Усиление длинных изгибаемых консолей проще всего осу¬

ществляется диагональными преднапряженными затяжками

(рис. 93).
Диагональные преднапряженные затяжки устанавливаются

наклонно от верхнего узла, располагаемого непосредственно у

начала консоли на ее опоре и до нижнего конца консоли. Таким

образом тяжи затяжки имеют направление по диагонали боко¬

вой поверхности ребра консоли.
Анкерное устройство верхнего узла состоит из двух отрез¬

ков уголков, связанных между собой соединительным стержнем,

/привариваемым к торцам полок этих уголков (рис. 93, б, поз. 3„

5), образуя седловидную конструкцию.
Стержни диагональной затяжки должны протягиваться за

опорное сечение консоли. Вместе перегиба, у грани ригеля (или

главной балки), чтобы не сминать бетон, эти стержни уклады¬

ваются на уголки-подкладки (рис. 93,6, поз. 16), прихвачивае-

мые сваркой к тяжам затяжки.
Перед монтажом верхнего анкера затяжки в плите перекры¬

тия пробиваются небольшие отверстия с боков ребра консоль¬

ной балки непосредственно у ригеля, служащего ее опорой, при
270

С) А	13	9	1
в) Узел В
г) Узел В
1-1 Узел А
£П1
Рис. 93. Усиление длинной консоли посредством диагональной предна¬

пряженной затяжки
&—общий вид конструкции усиления; б—верхний анкер; в—нижний анкер; г—натяж¬

ное устройство
/—усиливаемая конструкция; 2--тяж затяжки; 3—уголок верхнего анкера; 4—уголок

нижнего анкера; 5—соединительный стержень; 6—сварной шов; 7—отверстие, проби¬

тое в плите перекрытия, заделываемое после напряжения затяжки; <5—арматура уси¬

ливаемой конструкции; 9—плита перекрытия; 10—натяжной болт; //—гайка; 12—уго¬

лок-шайба натяжного болта; 13—осевая диагональная линия, по которой установлен

тяж до натяжения; /4—главная балка (ригель); /5—цементный раствор при установке

уголка «в сок»; 16—уголок-подкладка; 17—торцовые ребра жесткости нижнего ан¬

кера; 18-г упор против скольжения натяжного болта
одновременном оголении опорной арматуры консоли на участке

между, пробиваемыми отверстиями (поз. 7). Если плита

перекрытия отсутствует и ребро консольной балки является

самостоятельным элементом, то для установки анкерной кон¬

струкции затяжки сверху ребра пробивают поперечную борозду,

оголяя опорную арматуру усиливаемого элемента.
Установка седловидного анкера на монтаже производится

непосредственно на оголенную арматуру консольной балки, при¬

чем соединительный стержень (поз. 5) для фиксации положения

анкера прихватывается на сцарке к опорной арматуре конструк¬

ции, а уголки 3 привариваются к стержням 8.
После монтажа к уголкам верхнего анкера привариваются

тяжи затяжки с перегибом в направлении диагональной линии
271

(поз. 13), а на нижние концы тяжей надевают упорные уголки

нижнего анкера (поз. 4), которые имеют соответствующие от¬

верстия для пропуска концов тяжей и клиновидные шайбы под

гайками (рис. 93,в).
Нижние концы тяжей имеют нарезку, поэтому надетые «а

них упорные анкерующие уголки притягиваются к торцу ребра

консоли, причем предварительно на их полки набрасывается

цементный раствор, который при плотном соприкасании с углом

ребра консоли образует пастель, а лишний раствор выдавли¬

вается. Гайки концов тяжей завариваются для несмещаемости.
В торцах упорного уголка предусмотрена приварка ребер

жесткости (поз. 17), обеспечивающих неподатливость полок

уголков при натяжении, создаваемом в тяжах затяжки.
Пробитые в плите отверстия после окончания монтажа за¬

тяжки заделываются бетоном.
Для обеспечения надежного включения в работу затяжки

в ее тяжах создается предварительное напряжение путем их от¬

тягивания к низу ребра консоли, что .видно на рис. 93, а, в. От¬

тягивание тяжей затяжки производится специальными верти¬

кальными болтами с захватами (поз. 10), закрепляемыми в

уголковой шайбе (поз. 12), устанавливаемой снизу ребра кон¬

соли. Натягиваются болты с обеих сторон, чтобы по возмож¬

ности достигалось одинаковое напряжение в тяжах затяжки.

Оттягиваются тяжи на величину а, определяемую расчетом.

После окончания натяжения гайки натяжных болтов заварива¬

ются. Для предотвращения скольжения болтов предусмотрены

упоры (поз. 18, рис. 99, г), приваренные на тяжах затяжки.
Все оголенные металлические части затяжек окрашиваются

или при необходимости оштукатуриваются цементным раство¬

ром по сетке, как об этом указывалось в гл. VI.
Усиление коротких консолей, работающих преимущественно

на срез, осуществляется довольно просто опорными хомутами, и

оно аналогично усилению опорных сечений балок, что было рас¬

смотрено в гл. II.
Другой способ усиления состоит в разгрузке коротких кон¬

солей подвесными металлическими приспособлениями, кон¬

струкции которых представлены на рис. 94.
Усиление коротких консолей, имеющихся на колоннах, вы¬

полняется посредством подвесных консолей (рис. 94,а), которые

устраиваются из швеллеров или уголков. Последние охватывают

с боков колонну и подхватываются на другом конце хомутом из

тяжей, прикрепляемых к той же колонне (рис. 94, а) или к балке,

пересекающей колонну (рис. 94,6). В первом случае на колонне

предусматривается специальный охватывающий хомут (поз. 4),

к которому и прикрепляются на сварке тяжи хомутов, поддер¬

живающих консоль. Во втором случае хомут, несущий подвес¬

ную консоль, закрепляется шайбой упором на противоположном
272

1 V
J-J
8 15
Рис. 94. Усиление коротких консо¬

лей деформационных швов и у ко¬

лонн металлическими приспособле¬

ниями
а—посредством металлических подвесных

консолей на колоннах, закрепленных за

эти же колонны; б—то же, но закреплен¬

ных за балку; в—посредством металличе¬

ских подвесных подпорок; г—посредством

преднапряженных наклонных стержней

/—подвесная консоль; 2—подпорка; 3--хомут, несущий подвесную конструкцию;
4—хомут, охватывающий колонну; 5—шайба-упор хомута; 6—уголки-подкладки; 7—от¬

верстия в плите; в—гайки; 9—стяжные болты; 10—подкладки; 11—подвесной упор;

12—клиновидная шайба; 13—прокладки; 14—упор; 15—ребро жесткости; 16—окайм¬

ляющие уголки; 17—наклонные преднапряженные стержни; 18—положение стержней

до напряжения; 19—шайбы с захватами; 20—соединительные планки на сварке
конце за примыкающую к колонне балку. В местах перехода хо¬

мута через поперечную балку тяжи этого хомута укладываются

на уголках-подкладках (поз. 6) для равномерного распределе¬

ния давления по поверхности пересекаемого элемента.
В плите перекрытия для пропуска тяжей несущего хомута

пробиваются или просверливаются отверстия, которые впослед¬

ствии могут быть заделаны бетоном.
10—1992
273

На рис. 94, в представлены разгружающие конструкции ко¬

ротких консолей, устраиваемых на балках ,в местах деформа¬

ционных швов посредством подвесных металлических подпорок

из швеллеров, которые устанавливаются вертикально и распо¬

лагаются на специальных упорах (поз. 11), подвешенных на хо¬

мутах (поз. 3). В этой конструкции подпорки приварены к ниж¬

нему упору, тоже выполняемому из отрезка швеллера с ребрами

жесткости (поз. 15). Вверху на своих торцах подпорки имеют

приваренные подкладки (поз. 10), которыми они непосредствен¬

но упираются в уголки-подкладки (поз. 6). Последние предва¬

рительно укрепляются снизу плиты на анкерных стержнях,

заделываемых в пробитые или просверленные в плите отвер¬

стия. (поз. 7). Подпорки с упором заводятся снизу с обеих сто¬

рон ребра балки и скрепляются между собой болтом (поз. 9).

Одновременно с этим устанавливаются прокладки (13), прини¬

маемые толщиной, равной толщине полок уголков-подкла¬

док.
Укрепленные подвесные упоры закрепляют тяжами хомутов,

продеваемыми в отверстия упоров и затягиваемые гайками на

клиновидных шайбах (поз. 12), поскольку тяжи имеют уклон,

а на концах — нарезку. В месте перехода тяжей через попереч¬

ную главную балку устанавливаются уголки-подкладки. Другой

конец тяжей несущих хомутов закрепляется под ребром балки

на шайбе-упоре (поз. 5), имеющем парные ребра жесткости, ко¬

торые служат одновременно непосредственными упорами гаек

(поз. 8) и тяжей, так как тяжи устанавливаются со значитель¬

ным уклоном.
Чтобы противостоять сдвигу под влиянием горизонтальной

составляющей усилий от тяжей, шайба-упор подперта специаль¬

ным горизонтальным упором (поз. 14), приваренным сбоку и

упирающимся в ребро поперечного железобетонного элемента.

Отверстия (поз. 7), пробитые или просверленные в плите, после

установки подвесной разгружающей конструкции заделываются

бетоном.
Остановимся еще на одной конструкции усиления коротких

консолей колонн, выполняемой посредством парных наклонных

преднапряженных стержней усиления (рис. 94,г).
Чтобы установить эти парные стержни усиления, предвари¬

тельно укрепляются под консолью и на колонне специальные

окаймляющие уголки (поз. 16), которые ставятся на цементном

растворе для плотного примыкания к консоли и колонне.
Окаймляющие уголки связываются между • собой соедини¬

тельными планками, вваренными между ними (поз. 20), при тол¬

щине этих планок одинаковой с толщиной полок уголков.
На боковые полки окаймляющих уголков приваривают пар¬

ные наклонные стержни усиления под углом 45° к горизонту.

После этого стержни взаимно стягивают между собою с по-
274

мощью стяжных болтов (поз. 9) с захватами и шайбами-захва¬

тами (поз. 19).
Предварительное напряжение в стержйях схо=700—800 кг!см2

контролируется получаемым уклоном по графику рис. 58.
Расчет усиления коротких консолей преднапряженными на¬

клонными стержнями производится исходя из необходимости

воспринять ими полную добавочную нагрузку Qao6, приходя¬

щуюся на усиливаемую консоль. Поэтому площадь четырех на¬

клонных стержней усиления F0 (по два стержня на каждой бо¬

ковой стороне консоли) определяется из условия равновесия:
здесь то=0,90 — коэффициент условий работы наклонных

стержней (см. § 35).
Поскольку а=45°, то площадь одного стержня
Рассмотрим вопрос проектирования конструкций усиления

консолей. Составляющие элементы подвесных подпорных кон¬

струкций настолько конструктивно просты, что их расчет можно

не рассматривать.
Нуждаются в некоторых пояснениях конструкции диаго¬

нальных преднапряженных затяжек длинных консолей.
Прежде всего отметим, что устанавливаемые диагональные

затяжки при создании в них предварительных напряжений дей¬

ствуют на консоли как разгружающие элементы. Они вызывают

в анкерующих конструкциях соответствующие реактивные уси¬

лия, которые и разгружают консоль, обращая одновременно ее

во внецентренно сжатый элемент. Этим еще в большей степени

разгружается консоль и изменяется ее первоначальная кон¬

структивная схема.
На рис. 95, а представлена расчетная схема консоли, усилен¬

ной диагональной преднапряженной затяжкой. В результате

предварительного напряжения затяжки путем оттяжки ее тяжей

в последних возникает усилие:
Здесь то=0,85 как для горизонтальных затяжек.
Составляющие этих усилий, действующие в местах закреп¬

ления тяжей, т. е. в анкерах и на грани опоры консоли:

вертикальные D = N0 sin а,

горизонтальные N=N0cosa,

где а —угол наклона диагональной затяжки.
В результате действия этих составляющих реактивных уси-.

лий консоль подвергается изгибающим и сжимающим усилиям.
(212)
4 (т0/?а — со) • sin 45° 2,83 (m0Ra — а0)
N0 = m0RaF(
0AaJ 0*
(213)
10*
275

q-1,b г/л.м

p=3 т/нм
д-1 T/n.M
"\Fa=Z0ZO

F’ = 2<P10
Fa-3,1 cm I
'qzl? тм
Mg.p^.5 *M
Mf-5,04 тм
M=5,0l4 тм

lr-17,1 r
Рис. 95. К расчету усиления консоли

диагональной преднапряженной затяж¬

кой
а^схема усилий от предварительного напряже¬

ния в затяжке; б—эпюра изгибающих моментов

от усилий в напряженных тяжах диагональной

затяжки; в—схема нагрузки и сечения консоли

к примеру; г—расчетная эпюра изгибающих мо¬

ментов; д—эпюра изгибающих моментов от пред¬

варительного напряжения затяжки; е—суммар¬

ная расчетная эпюра изгибающих моментов

в консоли после ее усиления затяжкой
В сечении / на конце

консоли возникают уси¬

лия— сжимающая си¬

ла /Vi и изгибающий мо¬

мент М\
N^N^NoCOS*, (214)
М1 = О.бЛ^А =
= 0,57V0 cos ah. (214,а)
В сечении 2 на опоре

консоли действуют уси¬

лия — сжимающая сила

N2 и изгибающий мо¬

мент М2:
N2 = N = N0 cos а, (215)
Af2=- D1/ + W1-0,5A =
= N0 (0,5Л cos а —
—	I sin а). (215, а)
Так как tga=-~,
то (215, а) можно преоб¬

разовать
= N0 (ot5h cos a —
' h
sin
in aj =
tga
= N0 (0,5h cos a —
—	h cos a) =
= — 0,5 /V0cos ah—— Mx.
(215, 6)
Получающаяся от предварительного напряжения тяжей за¬

тяжки эпюра изгибающих моментов (рис. 95,6) имеет на конце

консоли тот же знак, что и от нагрузки, действующей на «ее.

Однако это обстоятельство не имеет значения при усилении; по¬

скольку на конце консоли изгибающий момент от внешней на¬

грузки равен нулю, то конструктивной арматуры достаточно для

его восприятия, кроме того, включается в работу сжимающая

сила, благоприятно действующая на элемент в отношении его

разгрузки в растянутой зоне.
У заделки консоли на ее опоре изгибающий момент от влия¬

ния напряженной затяжки снижает момент от внешней на¬

грузки.
276

При проектировании усиления консоли диагональной затяж¬

кой ее сечением приходится задаваться и производить расчет

с учетом действия затяжки, после чего корректировать принятое

сечение затяжки. Так последовательным приближением прихо¬

дится находить площадь сечения затяжки.
Предварительное напряжение в диагональной затяжке сле¬

дует принимать максимальным, поскольку затяжка адесь яв¬

ляется разгружающим элементом. Некоторое снижение этого

напряжения при изгибе консоли можно не учитывать, так как

введение коэффициента условий работы затяжки компенсирует

эту потерю напряжения. Произведенные расчеты с учетом паде¬

ния напряжения при изгибе подтвердили возможность не услож¬

нять расчет и не учитывать эту потерю при введении т0=0,85

как для горизонтальных затяжек.
Пример 24. Длинная консоль вылетом /=3 м, сечением

h = 60 см и Ь = 30 см нагружена постоянной расчетной нагрузкой

g=l,0 т[пог. м, расчетной полезной нагрузкой р=3,0 т/пог. м,

причем после реконструкции намечено действие добавочной рас¬

четной нагрузки <7=1,5 т/м. Арматура консоли в сечении /

Fa = 6,3 см2—2 0 20; в сечении 2 — Fa= 13,9 см2 — 2020 + 2 0 22,

сталь All с #а = 2700 кг/см2; бетон М200 с = 100 кг/см2, сжа¬

тая конструктивная арматура Z7' =3,1 см2^4 0 10, сталь All;
а = а'=А см. Эпюра расчетных изгибающих моментов изобра¬

жена на рис. 95, г.
1.	Диагональная преднапряженная затяжка для усиления

консоли проектируется из круглой стали AI с /?а=2100 кг/см2.

При последовательном приближении затяжка принимается
2	0 25 с
F0 = 9,8 см2.
2.	Наметив сечение затяжки, определяем усилие в ней ог

предварительного напряжения
N0 = m0RaF0 = 0,85-2100* 9,8 = 17 500 кг.
3.	Находим усилия в консоли от влияния предварительно

напряженной затяжки, определив сначала наклон диагональной

затяжки,
Г—ЯИГ = °А а==11°20':
cos а = 0,980; sina = 0,196.
Тогда по формулам (214) и (214, а)
N = Nq cos а = 17 500-0,98 = 17 100 кг;
Мх~— М2 = 0,5N0 cos а • h = 0,5 • 17,5 • 0,98 • 0,6 = — 5,04 тм.

(см. рис. 95, д).
277

Результирующий расчетный изгибающий момент в сече¬

нии 2
М2 = (q +р + q) /2 • 0,5 + М2 = 5,5 - З2 • 0,5 - 5,04 =
= 24,75 — 5,04** 19,71 тм (см. рис. 95,е).
4.	Производим проверку сечения 2 на опоре консоли
М2= 19,71 тм; N2—I7,l т;
—М 19,71 л 1С
е0 = —ду— = ~i7~i— = 1^5 л* = 115 сл*.
Гибкость консоли
, _ /о _ 2/ _ 2-3 _1Л

h h 0,6 “Ш*
Влияния длительного воздействия нагрузки по п. 7.51 СНиП

учитывать не надо.
По формулам СНиП II-B. 1-62
66 000 ( 1 | ОГкА . 1 \

с-таг(^Г+200р + 1Ь
	 66 000 /	1	. опл 13>9 , .. \ 	 ос о.
“ 200 + 350 115 Л1, + UU 60-30 +1 Г
V "б0~ + °’16	)
-л —	!	—	\		 1 02-
N //0\2	17 100	n i,U ’
1— cRnF \h)	1— 362.100-60-30 (10)2
ео = Уео = 1,02*115 = 117 см;
е — е'0-\-0,5Л — а = 117 —|— 0,5-60 — 4 = 143 см;
е' = е0 — 0,5Л + а = 117 — 0,5 • 60 —|—4 = 91 см;
0 — RHbx (е — h0 -f- 0,5л:) -j- R^F^e' — RaF=
= 100 - 30 - * (143 - 56 + 0,5л:) + 2700 • 3,1 • 91 - 2700\ X

X 13,9-143= 174* + л:2 -3055,

откуда *=16 см,
N = Rnbx + RiCF'& — RaFa = 100*30* 16 + 2700*3,1 -
-	2700* 13,9 = 18 800 кг > 17 100 кг,
т. е. сечение консоли после усиления способно воспринять уве¬

личенную нагрузку.
278

Проверочного расчета концевого сечения консоли можно не

производить, поскольку арматура с Fa = 6,3 см2 — 2020 (см.

рис. 95, а) вполне достаточна при небольшом изгибающем мо¬

менте All=5,04 тм и N=17,1 т.
Найдем величину поперечной силы на опоре с учетом раз¬

грузки от затяжки
Q = (у Р Я) I — D = (1 —{— 3 -f~ 1,5) *3 — N0 sin а =
= 16,5 —17,5-0,196= 13,07 m.
Минимальное поперечное армирование по п. 12.25 СНиП

206—F =0,57 см2 с шагом и = -i-A = -i- 60 = 20 см.
Тогда
<7х = = 17(^00’57 = 48,5 кг/см;
Qx6 = У 0,6Rubh2qx — qxti= У 0,6- 100*30-56а-48,5 —
-48,5-20 = 16500-970 = 15530 кг> 13070 кг,
т. е. минимальное поперечное армирование удовлетворяет проч¬

ности консоли.
§ 26. УСИЛЕНИЕ ИЗГИБАЕМЫХ КОНСТРУКЦИЙ

НА ВОСПРИЯТИЕ ПОПЕРЕЧНЫХ СИЛ
В ряде случаев элементы железобетонных конструкций нуж¬

даются в усилении на восприятие поперечных сил.
Такое усиление может быть выполнено двумя способами —

постановкой поперечных планок или постановкой стержней,

причем стержням придается предварительное напряжение.
Усиление с помощью преднапряженных поперечных стерж¬

ней показано на рис. 96, а, б. При этом методе на участках дей¬

ствия избыточной поперечной силы устанавливаются специаль¬

ные поперечные стержни, которые затем попарно стягиваются,

приобретают предварительное напряжение и надежно вклю¬

чаются в совместную работу с балочным элементом, усиливая

последний в необходимой степени.
Для прикрепления поперечных стержней на усиливаемых

балках устанавливаются крепежные уголки, которые в сборных

балках окаймляют верхнюю полку, а в монолитных балках ста¬

вятся непосредственно под плитой впритык к ребру балки и

укрепляются болтами, пропускаемыми через плиту в пробивае¬

мые или просверливаемые отверстия (рис. 96, в). На поверх-
279

з г 12
п-п
Рис. 96. Усиление балочных элементов на поперечные силы
а—посредством преднапряженных стержней на сборной балке; б—-то же, на моно¬

литной балке; в—верхняя деталь поз. «б»; г—нижняя деталь поз. «б»; <?—посред¬

ством поперечных планок (с деталями)
/—поперечные стержни; 2 -стяжные болты; 3—шайба-захват; 4—гайка; 5—усиливае¬

мый элемент; 6—размалкованный швеллер; 7—слой цементного раствора;

8—окаймляющие уголки; 9—соединительные стержни; 10—сварные швы; //—возмож¬

ные трещины; 12—отрезаемый конец болта; 13—поперечные планки; /4—арматура

усиливаемой балки; 15—сколотая поверхность бетона в виде борозды, заделываемая

цементным раствором; 16—хомуты усиливаемой балки; 17—уголки для прикрепления

поперечных стержней; /£—крепежные болты; 19—гнезда в плите для крепежных бол¬

тов; 20—слой цементного раствора
280

ности плиты пробиваются неглубокие гнезда для установки кре¬

пежных болтов (поз. 18) в подтай с поверхностью плиты.
В сборных (балках под крепежными уголками по нижней

кромке полки устанавливаются окаймляющие уголки с целью

предохранения от смятия этих кромок при напряжении попереч¬

ных стержней. Крепежные и окаймляющие уголки между собой

скрепляются посредством привариваемых к ним соединительных

стержней.
Внизу поперечные стержни привариваются к швеллеру или

уголкам (рис. 96,г), устанавливаемым на цементном растворе

для плотного примыкания к ребру балки и создания постели по

поверхностям, непосредственно соприкасающимся с ребрами

балок. Нижние крепежные уголки свариваются между собой

специальными соединительными стержнями.
Предварительное напряжение в поперечных стержнях со¬

здается их взаимным стягиванием специальными стяжными бол¬

тами (поз. 2), заканчивающимися круглыми крюками для за¬

цепления стержней и шайбами-захватами (поз. 3). По оконча¬

нии стягивания гайки на болтах завариваются. Напряжение в

стержнях должно создаваться одновременно с обеих сторон

ребра, чтобы не вызывать закручивания балки, что особенно

недопустимо в высоких сборных балках. Это мероприятие не со¬

здает каких-либо осложнений на монтаже, но требует опреде¬

ленного порядка и организованности и должно быть оговорено

в рабочих чертежах проектов.
Установленные поперечные стержни, если они находятся

в непосредственной близости от ребра усиливаемого элемента,

обетониваются, что является лучшим способом защиты от кор¬

розии или окрашиваются масляной краской, а иногда покры¬

ваются защитными лаками.
При втором способе усиления по боковым граням ребер ба¬

лок устанавливаются поперечные планки в предварительно про¬

битые борозды, с оголением боковых стержней рабочей арма¬

туры (рис. 96, д). Таким образом глубина боковых борозд на¬

ходится .в пределах 20—30 мм, а их ширина делается на 40—
60 мм больше ширины планок. П'ри наличии плиты перекрытия

в ней пробиваются отверстия над устраиваемыми бороздами.
Боковые планки устанавливаются в борозды на цементном

растворе с соответствующим выдавливанием излишнего раство¬

ра и привариваются к арматуре боковыми швами (рис. 96, д, 10).

После установки и приварки боковых планок к оголенной арма¬

туре балок борозды заделываются цементным раствором. От¬

метим, что установка боковых планок делается между хому¬

тами или поперечными стержнями в ребрах балок, поэтому же¬

лательно предварительно пробить по ребру балки продольную

борозду шириной 15—20 мм, чтобы зафиксировать положение

имеющейся поперечной арматуры, после чего можно уверенно
281

приступить к пробивке вертикальных борозд для последующе!?

установки планок.
В практике усиления на поперечные силы иногда устанавли¬

вают косые стержни, привариваемые внизу к оголенной рабо¬

чей арматуре, а вверху заанкериваемые тем или иным способом,

не исключая приварки к верхней оголенной арматуре. Установ¬

ка такой косой арматуры возможна в специально пробитых бо¬

ковых поверхностях усиливаемых элементов бороздах (см.

рис. 20, а). В случае последующего сплошного бокового обето-

нивания (см. рис. 198), эта косая арматура устанавливается не¬

посредственно по боковой поверхности элементов.
В последнем случае возможно предварительное включение

этих стержней в совместную работу с усиливаемым элементом.

Это достигается созданием предварительного напряжения.
Проектирование усиления посредством дополнительной попе¬

речной арматуры производится по величине избыточной попе

речной силы и ничем не отличается от обычного проектирования

поперечной арматуры. Устанавливаемые наружные преднапря¬

женные стержни, благодаря надежному их включению в сов¬

местную работу с изгибаемыми элементами, могут рассчиты¬

ваться как поперечные стержни, находящиеся внутри конструк¬

ции, что подтвердили эксперименты (см. § 33). Это приемлемо

в случае усиления преднапряженными поперечными стержнями

изгибаемых элементов, не имеющих косых трещин.
Как показали эксперименты, при усилении элементов, имею¬

щих трещины, величина поперечной силы, которая может быть

воспринята преднапряженными поперечными стержнями, хому¬

тами и бетоном сжатой зоны, имеет вид
Qxб = V0,4o/?„6AJ(</х + </х0) -qxu	(216)
где Qx6 — предельная поперечная сила, воспринимаемая бето¬

ном сжатой зоны и всеми поперечными стержнями

(включая преднапряженные, устанавливаемое при

реконструкции);

qx — предельное усилие в поперечных стержнях, имею¬

щихся в элементе, на единицу его длины, определяе¬

мое по формуле (66) СНиП;
<7хо — предельное усилие в поперечных преднапряженных

стержнях на единицу длины элемента, устанавливае¬

мых в порядке усиления элемента, определяемое по

формуле (206);
их0 — шаг поперечных преднапряженных стержней
Яи = FxoRuw0’85 <	(206>
Fxо—площадь сечения двух поперечных преднапряженных

стержней.
282

§ 27. ПРИМЕРЫ ВЫПОЛНЕННЫХ УСИЛЕНИЙ

ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ПОПЕРЕЧНОЙ СИЛЕ
При реконструкции главного корпуса Саратовского дрожжево¬

го завода на отдельных участках перекрытий было необходимо сконцент¬

рировать оборудование по модернизированной технологической схеме. Это

вызвало необходимость произвести усиление ряда балок этажных перекры¬

тий, что было в основном выполнено с помощью шпренгельных преднапря¬

женных затяжек. Некоторые балки и прогоны выдерживали новую нагрузку

по изгибающим моментам, но обладали недостаточной прочностью по попе¬

речной силе у опор и были усилены вертикальными планками из полосовой

стали, что представлено на рис. 97, а, где видны установленные планки на

приопорных участках.
На двух однотипных гидролизных заводах в Косьве и

Тулуне на перекрытиях уровня 17,82 монтировались опытные установки

двухступенчатой разгонки бражки. Это вызвало необходимость в усилении

ригеля основных рам на восприятие возросших изгибающих моментов, что

было осуществлено посредством шпренгельных преднапряженных затяжек.
Неразрезные балки, опиравшиеся на усиленные ригели, не нуждались

в усилении на изгибающие усилия, но оказались слабыми для восприятия

возросших поперечных сил. Соответствующее усиление этих неразрезных

балок перекрытия было произведено с помощью поперечных планок на участ¬

ке небольшой протяженности у опоры (ригеля рамы), поскольку там имелась

значительная сосредоточенная нагрузка от нового оборудования.
Это усиление (рис. 97,6) было выполнено без какой-либо остановки

производства.
Кровельное покрытие корпуса машин Лысьвенского

турбогенераторного завода состояло из преднапряженных стро¬

пильных балок серии Б4-15-4, несших собственно покрытия из панелей

типа ПКЖ. По условиям смежного расположения высокой пристройки, осу¬

ществлявшейся в 1962 г., с одной стороны покрытия возникла опасность об¬

разования снегового мешка.
Стропильные балки, воспринимающие изгибающие усилия от снегового

мешка, оказывались недостаточно прочными на поперечную силу.
Необходимое усиление (рис. 97, в) стропильных балок на поперечную силу

было выполнено в 1962 г. преднапряженными поперечными стержнями.

Напряжение в этих стержнях для включения их в надежную совместную

работу со стропильной балкой было создано взаимным попарным стягива¬

нием с помощью стяжных болтов. Поперечные стержни имели диаметр 12

с шагом 150 мм, а натяжные болты—16.
❖
В 1964 г. н а 5-ой ГЭС в Ленинграде реконструировалось поме¬

щение старой котельной. Мощные ригели основных рам пролетом 15 м

в связи с многолетним сроком пребывания без кровли от воздействия атмос¬

ферных факторов пришли в негодность. Вся нижняя арматура была на

50% съедена коррозией, поэтому потребовалось основательное усиление.

Это усиление было запроектировано и выполнено в виде рубашек с поста¬

новкой новой нижней арматуры, новых хомутов, так как последние были

совершенно уничтожены коррозией, и боковых косых стержней (рис. 98,а).
283

350
а) 600300(300600 600
350
600 600300(300 600 600
600 300
500 500
«=>
сэ
«о
' п
1500 —►
Ш
1 1

1-4
1
L'1
nT
j_^4
5*25
-4-
Деталь А

Л
I-I
5*25
ш-ш
^-Ч00~М

Ш*7 Цем. раствор
L 50x5
L 80x7
Рис. 97. Усиление изгибаемых элементов (балок) на поперечные силы
а—усиление поперечными планками неразрезных балок перекрытия четвертого эта

жа главного корпуса Саратовского дрожжевого завода; б—усиление поперечными

планками балок перекрытия уровня 17,82 главного корпуса Косьвинского и однотип¬

ного Тулунского гидролизных заводов; в—усиление преднапряженными попереч¬

ными стержнями балок кровли корпуса крупных машин Лысьвенского турбогенера¬

торного завода
Для надежного включения поперечной арматуры в совместную работу

с усиливаемой конструкцией ригеля она подверглась предварительному

напряжению. Хомуты и косые стержни стягивались между собою.
Для этого вся нижняя часть рубашки бетонировалась в первую оче¬

редь. После затвердения бетона нижней части рубашки создавалось напря¬

жение в поперечной арматуре, которая приваривалась к специально постав¬

ленной полосовой стали. Далее бетонировалась остальная боковая часть

железобетонной рубашки толщиной 90 мм.
Хомуты вверху приваривались к специальным уголкам, расположенным

непосредственно под полкой тавра ригеля и подтягивавшимся к этой

полке посредством крепежных болтов. Отогнутые стержни внизу при¬

варивались с помощью фасонок к крайним продольным стержням диа¬
284

метром 40, а вверху снабжались нарезкой и закреплялись гайками к баш¬

макам, устанавливаемым по верху полки тавра. Для установки башмаков

устраивались приливы из бетона и прорубалась штраба в полке. Натяже¬

ние косых стержней производилось после затвердевания бетона низа рубашки

стяжными хомутами. Затем стянутые стержни приваривались к горизонталь¬

ной полосовой стали, специально протянутой на участке, где производилось

предварительное напряжение арматуры.
На рис. 98, б показана поперечная арматура в ненапряженном состоянии,

а на рис. 98,в и г эта же поперечная арматура после ее напряжения и при¬

варки к полосовой стали. Стяжные болты после приварки арматуры сни¬

мались и устанавливались на последующих ригелях, поскольку усиление

последних велось в последовательном порядке — ригель за ригелем.
При расширении производства Сегежского гидролизного

завода в 1964 г. было осуществлено с помощью преднапряженных попе¬

речных стержней усиление ригеля рамы на возросшую поперечную силу,
о	чем упоминалось в § 19.
На левом приопорном участке ригели рамы были усилены вертикаль¬

ными поперечными стержнями, приваренными к четырем уголкам, окаймляю¬

щим ригель. Эти уголки (рис. 64) попарно вверху и внизу были соединены

соединительными планками, а с боков к ним приваривались поперечные

вертикальные стержни. На монтаже окаймляющие уголки ставились на

цемент для создания постели и плотного примыкания к ригелю.
Предварительное напряжение в вертикальных стержнях диаметром 10

создавалось их попарным взаимным стягиванием, что осуществлялось одно¬

временно с обеих сторон стяжными болтами с установленными на них

шайбами-захватами.
§ 28. УСИЛЕНИЕ ФУНДАМЕНТОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ

ПРЕДНАПРЯЖЕННОЙ АРМАТУРЫ

И ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ ОБЖАТИЕМ ГРУНТА
При увеличении нагрузки «а фундамент часто приходится

развивать его площадь. Это осуществляется устройством руба¬

шек, о чем упоминалось в главе III.
Усиление фундаментов с увеличением площади подошвы

имеет тот недостаток, что грунт под существующими фундамен¬

тами обжат, в то время как под дополнительной площадью, со¬

зданной рубашкой, грунт не напряжен и начнет обжиматься

только после воздействия на фундаменты последующей увели¬

ченной нагрузки.
Отмеченное обстоятельство создает несколько неблагоприят¬

ные условия в работе усиленного фундамента, что сказывается

на величине его осадки после догрузки, поскольку только в ре¬

зультате последней происходит перераспределение напряжений

по подошве и их выравнивание.
Значительно лучше будет работать усиленный фундамент

при предварительном обжатии грунта под нарощенной частью,

так как тогда более равномерно распределяется давление под
285

первоначальной и новой частями подошвы. Следовательно, по¬

следующие осадки уменьшаются.
Предложение об усилении фундаментов преднапряженной

арматурой при одновременном обжатии грунта было сделано

к. т. н. Страбахиным Н. И.1 Этот способ усиления состоит в том,

что площадь подошвы фундамента увеличивается за счет уста¬

новки по двум сторонам дополнительных железобетонных фун¬

даментных блоков. Блоки стягиваются между- собой арматурой,

в которой путем придания уклона блокам создается напряже¬

ние. Это дает возможность одновременно обжимать грунт и раз¬

гружать усиливаемый фундамент.
На рис. 99 изображена конструкция усиления фундамента,

состоящая из двух железобетонных блоков усиления (поз. 2),

устанавливаемых впритык с фундаментом (поз. 1) по выполнен¬

ной предварительно подготовке из втрамбованного в грунт

щебня, пролитого цементным раствором.
Эти блоки усиления делаются .несколько длиннее стороны

фундамента, чтобы можно было вне фундамента пропустить в

каналы (поз. 8) и соответствующим образом заанкеровать

(поз. 4) скрепляющие их тяжи из стали AIII или АП (поз. 3).
Затем с помощью домкратов (поз. 7), упираемых в суще¬

ствующий фундамент и дополнительные усиливающие элементы,

последние вверху отжимаются от фундамента, благодаря чему

между ними и фундаментами раскрываются вверху швы, заче-

каниваемые цементным раствором (поз. 5).
Отжатые блоки напрягают арматуру и одновременно обжи¬

мают грунт по своей подошве. По окончании зачеканки швов

поверхность фундамента и его боковые стороны забетониваются

(поз. 6), чтобы предохранить арматуру от коррозии (рис.99,б).
Конструкция железобетонных блоков усиления представ¬

лена на рис. 99, г.
Определение необходимой добавочной площади подошвы

фундамента после его догрузки производится исходя из сред¬

него фактического давления — р под подошвой неусиленного

фундамента (рис. 99,в), тогда
m-F^p
ГА =
(217)
где Nн—полная нормативная нагрузка на усиленный фунда¬

мент;
/^Ф — площадь подошвы неусиленного фундамента.

Величина f предварительного отжатия в низ наружных гра¬

ней блоков усиления определяется исходя из среднего давле¬

ния р, такого же как и под подошвой неусиленного фундамента.
1	Авторское свидетельство № 136528.
286

Рис. 98. Усиление ригелей рам котельного отделения 5-й ГЭС г. Ленинграда

преднапряженными поперечными и наклонными стержнями для воспринятия
поперечных сил
с—проект усиления — общий вид; б—установленная, но не напряженная поперечная

арматура; в—поперечные вертикальные стержни напряжены; г—поперечные вертикаль¬

ные и наклонные стержни напряжены

1—вертикальные преднапряженные поперечные стержни; 2—стяжные болты; 3—металли¬

ческая стальная полоса, к которой приваривались напряженные взаимно стянутые стерж¬

ни поз. 1; 4—верхний уголок, к которому приваривались поперечные стержни поз. 1;
5—отогнутые преднапряженные стержни; 6—косынки и крепежный болт; 8—забетониро¬

ванная нижняя часть рубашки; 9—верхняя полка ригеля; 10—стяжной хомут для созда¬

ния напряжения в стержнях поз. 5; 11—крепежная гайка и башмак на стержнях поз. 5;
12—продольная арматура рубашки

Рис. 99. Усиление фундаментов преднапряженной арматурой с одно¬

временным обжатием грунта
а—усиленный фундамент до напряжения арматуры; б—напряжение арматуры

осуществлено приданием боковым блокам наклона; в—расчетная схема; г—ар¬

мирование блока усиления;
/—усиливаемый фундамент; 2—железобетонные приставные блоки усиления;

3— арматура усиления (преднапряженная); 4—анкер; 5—раскрывшийся шов при

отжатии блоков усиления, зачеканиваемый цементным раствором; 6—укладывае¬

мый бетон после осуществления напряжения в арматуре; 7—домкраты, отжимаю¬

щие блоки; 8—каналы в блоках для пропуска арматуры; 9—рабочая арматура,

/0—монтажная арматура; //—хомуты; /2—сетки
Тогда будем иметь

Откуда
/--£**. (218)
^гр
здесь Егр — модуль деформаций грунта.
Предварительное напряжение в тяжах, скрепляющих блоки

усиления, найдем из величины их относительного удлинения, по¬

лучающегося при отжатии блоков и их повороте вдоль внутрен¬

них ребер (рис. 99,в).
288

Итак, относительное удлинение тяжей
_ 25

S“ 2ЬЛ + Ь '
Тогда из подобия треугольников, куда входят f и б, получим
/ ь	* fh 1
f- = -Г- , поэтому 8 =
ьл hx ’	бд
Тогда
2fhx
ь
д	2//ti
(2&д + &) ЬЛ(2ЬЛ + Ь) *
Соответствующее предварительное напряжение в тяжах
(219>
Здесь hx— расстояние скрепляющих тяжей от подошвы фунда¬

мента (см. рис. 99,в).
Чтобы обеспечить блоки усиления от смещения (скольжения)

вверх по граням примыкающего усиливаемого фундамента, не¬

обходимо, чтобы трение по их боковым граням, соприкасающим¬

ся с фундаментом, и развивающееся от обжатия блоков пред-

напряженными тяжами усилие превосходили сдвигающее

Q=pblld от обжатия грунта. Тогда будем иметь
2<3QF0m0^pbAd,	(220)
где 1,3 — коэффициент запаса против скольжения; т0 = 0,7.
Если условие (220) не выдерживается, то необходимо увели¬

чить сечение тяжей, чтобы возросла сила обжатия блоков уси¬

ления при получаемой величине е.
Рассмотренный способ усиления фундаментов был проверен

на модели на песчаном основании и дал вполне удовлетвори¬

тельные результаты.
§ 29. УВЕЛИЧЕНИЕ ЖЕСТКОСТИ КОНСТРУКЦИИ

В ЦЕЛЯХ ИХ УСИЛЕНИЯ
Усиление железобетонных конструкций с целью повышения

их жесткости встречается в увеличении жесткости железобетон¬

ных элементов или в целом всей конструкции, что является ис¬

ключением. Это может иметь место как результат неудачно за¬

проектированной конструкции, а поэтому, естественно, не может

часто встречаться.
289

Осуществление конструкций добавочной жесткости встре¬

чается в большинстве случаев в сооружениях, подверженных

динамическим или вибрационным воздействиям.
Сами по себе конструкции добавочной жесткости бывают

самого различного вида и служат для 'повышения общей жест¬

кости конструкции или элемента конструкции.
Добавочная жесткость конструкции может быть достигнута

за счет уменьшения пролетов, свободной длины элементов, со¬

здания дополнительных опор или связей, диафрагм жесткости

или поясов жесткости (рис. 100) и надежнее всего осуществ¬

ляется посредством изменения первоначальной конструктивной

схемы сооружения.
Решение вопроса об увеличении жесткости конструкции на¬

мечается и осуществляется в каждом отдельном случае различ¬

но в зависимости от вида самой конструкции, действующих уси¬

лий и их направления, эксплуатационных требований, грунтовых

условий и т. п.
Устройство дополнительных опор, связей, диафрагм или поя¬

сов жесткости производится подобно устройству подведенных

опор, подвесок, распорок, разобранных выше.
Основной прцнцип усиления элементов в отношении их жест¬

кости заключается в создании дополнительных препятствий к

возможным перемещениям усиливаемых элементов главным об¬

разом в том направлении, где обнаружено, что эти перемещения

выходят за пределы допустимых.
На рис. 100, а показано устройство дополнительного горизон¬

тального пояса, создающего высоким колоннам препятствие

к горизонтальным смещениям при работе грейферного крана.

В данном случае вопрос усиления мог бы быть решен и устрой¬

ством у этих колонн подносных наружных дополнительных опор

жесткости, как это показано на рис. 100, г.
На рис. 100, б изображено усиление фундамента центрифуги

путем устройства крестовых диафрагм жесткости, что лишило

колонны возможности иметь горизонтальные перемещения и

обеспечило всей конструкции достаточную жесткость.
На рис. 100, в и 100, д приведены усиления консоли и ригеля,

которые создают дополнительные препятствия к их прогибам

в вертикальном направлении. У консоли такой конструкции до¬

полнительной жесткостью явился подкос, прикрепленный опор¬

ными хомутами к колонне и консоли, а у ригеля подведенная

подкосно-рамная система выполняет такие же функции.
Предложить общий метод расчета конструкций дополнитель¬

ной жесткости трудно, поскольку они весьма многообразны.

Однако, учитывая, что в большинстве случаев необходимость в

ужесточении конструкций является следствием их недостаточ¬

ной сопротивляемости динамическим усилиям, можно руковод¬

ствоваться некоторыми общими положениями:
290

а)
п-п
1-1
J
п
Рис. 100. Увеличение жесткости конструкции
л—конструкция дополнительной жесткости в виде горизонтального пояса; б—кре¬

стовая диафрагма дополнительной жесткости; в—подкос консоли как конструк¬

ция дополнительной жесткости; г—подкос колонны для увеличения ее жесткости;
д—подкосно-рамная система как ужесточающая конструкция ригеля;

/—пояс дополнительной жесткости; 2—опорные хомуты крепления элементов;

3—фундамент-площадка под оборудование с динамическими усилиями; 4—кресто¬

вая диафрагма дополнительной жесткости; 5—консольная площадка под обору¬

дование с вибрационными воздействиями; (^подкос как конструкция дополни¬

тельной жесткости; 7—подкосно-рамная система дополнительной жесткости
конструкции дополнительной жесткости располагаются в на¬

правлении действия динамических воздействий;
расчет этих конструкций производится на полную величину

динамических усилий без учета их совместной работы с усили¬

ваемой конструкцией.
291

Последнее расчетное мероприятие направлено в запас проч¬

ности, но эффективно1, так как учет совместной работы усили¬

вающей конструкции с усиливаемой при еще несовершенных

методах динамического расчета будет весьма условным.
Расчет сооружений на собственные колебания и возмущаю¬

щие силы зависит от такого большого количества причин и не¬

учитываемых факторов, что в некоторых случаях приходится

отказываться от расчета конструкций дополнительной жест¬

кости и больше руководствоваться конструкторским опытом, что'

бывает более правильно.
В заключение приведем два примера успешно выполненных

усилений железобетонных конструкций на повышение их жест¬

кости.
Клинкерный склад Вольского цементного завода состоял из

массивных железобетонных пилонов, ограждавших склад под¬

порными стенками, и металлических подкрановых балок, проло¬

женных поверху этих пилонов для обслуживания склада погру¬

зочно-разгрузочными кранами.

Эти железобетонные пилоны

оказались недостаточно жест¬

кими и вследствие воздейст¬

вия кранов с тяжелым режи¬

мом работы и тормозных уси¬

лий от кранов получили откло¬

нения ;в ту и в другую сторону

от динамических усилий. В

результате подкрановые пути

деформировались и вышли из

строя.
Проведенные реконструк¬

тивные работы по ужесточе¬

нию пилонов были выполнены

при помощи устройства гори¬

зонтального пояса шириной
1,9 м в уровне новых железо¬

бетонных подкрановых балож,

связавших между собой пило¬

ны.
Благодаря этому достаточ¬

но жесткому горизонтальному

поясу, передача динамических

усилий от поперечного тормо¬

жения кранов происходила

одновременно на несколько пи¬

лонов и последние получили

возможность хорошо справ¬

ляться со своими функциями.
Рис. 101. Пояс жесткости при у си-,

лении пилонов клинкерного склада

Вольского цементного завода
292

Конструкция дополнительной жесткости представлена на

рис. 101, она была выполнена из монолитного железобетона и

связана с пилонами короткими обоймами-муфтами, что пред¬

ставлено на рис. 101. Проект был выполнен сотрудниками ин¬

ститута Гипроцемент.
Железобетонная дымососная площадка на ТЭС Канского

гидролизного завода была запроектирована со значительными

консольными свесами.
После установки и пуска оборудования дымососов площадка

начала сильно вибрировать, причем замеренные амплитуды ко¬

лебаний выступающих консольных частей доходили до 1,5 мм.
Произведенное усилие с помощью железобетонных обойм,

увеличивших сечение элементов, дало малый эффект.
Конструкции дымососной площадки были подвергнуты вто¬

ричному усилению путем изменения первоначальной конструк¬

тивной схемы наиболее слабой бортовой балки.
Это усиление было выполнено в металле, поскольку работы

Еелись в действующей котельной.
Добавочная жесткость была создана устройством промежу¬

точных подпирающих опор по две в каждом пролете балки. Сна¬

чала бортовая балка была взята в металлическую обойму из

двух швеллеров, а последние с помощью жестких металлических

поперечных подкосных конструкций связаны с остальными бал¬

ками дымососной площадки.
Кроме того, были ужесточены консольные выступы, несущие

бортовую балку, металлическими подкосами, связанными с ко¬

лоннами металлическими обоймами.
Выполненное усилие оказалось вполне эффективным, и виб¬

рации прекратились.
§ 30. УСИЛЕНИЕ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
НА ТРЕЩИНОСТОИКОСТЬ
В большепролетных конструкциях в виде стропильных балок

или ферм, применяемых в промышленном строительстве, в не¬

которых случаях наблюдаются трещины в растянутой зоне.
Причины образования этих трещин бывают разнообразными.

Иногда это дефекты заводского производства, в некоторых слу¬

чаях трещины появляются из-за неправильной транспортировки,

разгрузки, подъема, кантования при монтаже и т. п.
Универсальным методом ликвидации таких трещин является

усиление большепролетных элементов в растянутой зоне посред¬

ством горизонтальных преднапряженных затяжек, устанавли¬

ваемых с обоих боков поврежденных конструкций (рис. 102).
Устройство боковых горизонтальных преднапряженных затя¬

жек осуществляется достаточно просто. Для этого на торцах
293

1/90*290*12
I)
-4\ггоI

80
В
а)
35 35
Рис. 102. Усиление растянутых поясов большепролетных элементов кон¬

струкций на трещиностойкость
a—усиление стропильных балок; б—выполненное на одном промышленном объекте

Ленинграда усиление нижнего пояса стропильной фермы «ФССЛБ 24-4А»
усиливаемых элементов на цементном растворе устанавливают¬

ся анкерные подушки (рис. 102, а, А), снабженные ребрами

жесткости. Установкой анкерных подушек на цементном рас¬

творе выравнивается поверхность торцов и создается постель

для этих подушек для наиболее -равномерной передачи элемен¬

там усилия сжатия.
Ввиду того, что усиливаемые на трещиностойкость элементы

большепролетные, а расстояние между парными тяжами затя¬

жек относительно небольшое (так как принимается в соответ¬

ствии с высотой растянутых поясов стропильных конструкций),

необходимо ставить промежуточные распорки между парными

тяжами затяжек.
Эти распорки устанавливаются с одинаковым шагом так,

чтобы между ними расстояние было в пределах от 3,0 до 4,5 м.

Такое ограничение шага необходимо для придания нужного

уклона тяжам при их взаимном стягивании и создании напря¬

жения.
294

Само взаимное стягивание тяжей затяжек должно вестись

одновременно с обеих боковых сторон, чтобы не происходило

искривления растянутого пояса усиливаемого элемента в гори¬

зонтальном направлении. С этой же целью затягивание стяжных

болтов с обоих боков должно производиться равномерно без

перетягивания с какого-либо бока. Взаимное стягивание тяжей

ведется от торцов к середине пролета попеременно.
Величина создаваемого напряжения в тяжах затяжек мо¬

жет доводиться до значительной величины порядка 0,65 Ra-

Сталь принимается класса АН и AIII, чтобы более эффективно

использовать создаваемое сжатие.
После окончания натяжения гайки на стяжных болтах и в

торцовых анкерных подушках завариваются, а тяжи напряжен¬

ных затяжек обетониваются по сетке или обмотке из прово¬

локи.
На рис. 102,6 изображено выполненное на одном промыш¬

ленном объекте Ленинграда подобное усиление нижнего пояса

фермы пролетом 24 м «ФССЛБ 24—4А».

Глава X
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
§ 31. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

УСИЛЕНИЙ ПОСРЕДСТВОМ РУБАШЕК

И НАРАЩИВАНИЙ
Экспериментальные исследования усилений посредством

обойм, рубашек и наращиваний производились в 1937—1940 гг.

разными авторами.
В 1937 г. в лаборатории Московского метрополитена инж.

Шаровым была проведена серия опытов над тавровыми бал¬

ками, усиленными трехсторонними рубашками, аналогичными

сечениями, представленными на рис. 10, б, г; причем рубашка

наносилась торкрет-бетоном по установленной продольной ар¬

матуре и хомутам, а связывались рубашки с усиливаемыми бал¬

ками только сцеплением бетона.
Испытание проводилось до полного разрушения балок и

сравнивалось с неуоиленной эталонной балкой.
В результате таких испытаний было зафиксировано повы¬

шение первоначальной несущей способности балок на 65—70%.

Эксперименты показали, что вплоть до разрушения эти усилен¬

ные балки работали вместе с устроенными рубашками как мо¬

нолитные.
В опытах Шарова И. Ф. одна серия бало,к дала увеличе¬

ние несущей способности на 30%, но эта серия балок была

усилена только наращиванием ребра снизу без боковых набе-

тоненных поверхностей и разрушилась от недостаточности сцеп¬

ления набетонки с ребром по контактной поверхно¬

сти.
В 1937—1938 гг. к. т. н. Литвиновым И. М. в ЦНИИСМ про¬

водились испытания балок, усиленных наращиваниями снизу и
296

сверху балок, как это представлено на рис. 10, д по методике,

им же предложенной и рассмотренной выше в § 6.
Было испытано 48 балок пролетом 150 см сечением

15x12 см, доводимых наращиванием до сечения 25X12 см

(рис. 103).
Все балки, усиленные в растянутой зоне (рис. 103, б), дали

при разрушении примерно одинаковые результаты, а именно:

превысили несущую способность контрольных монолитных ба¬

лок (рис. 103,а) сечением 25x12 см на 20%. По отношению

к первоначальной несущей способности этих балок без нара¬

щивания их несущая способность возросла в 5 раз.
Наращивание части усиливаемых балок делалось по смазан¬

ной битумом .поверхности, чтобы проверить действенность уси*
ft
N
5U
6)
6)
I/
I/
150
\*
/
| Ш
2Ф6 мм
i-i
1
ЗФЮмм
2Ф6 мм.
С
I
N
и
[Z>
5
1 л
150	*-
5
т
JL
и-п
п
, 12

1Ф6мм !

2Фвмм
ш-ш
. ... .. .. -
Г
VI
JOUJJJJ'JiZZl
'$
ю\ю
b- w —
ЗФЮ мм
г)
10 + 10
W J
2Ф6мм*±^
ш-лт
4
Z3
3


■ — гт

Л
	' ?
)
1
^Сварка
♦
t
Ж
4.
J5
- 150
—t
Т'
12
Рис. 103. Экспериментальные балки при усилении наращиванием
в ЦНИИСМ
а—контрольные балки; б—экспериментальные балки, предназначенные к усилению;

в—усиление опытных балок снизу в растянутой зоне; г—усиление опытных балок
сверху в сжатой зоне
297

ления, когда сцепление старого и нового бетона отсутствует.

В этом случае оказалось, что осуществляемая приварка

арматуры на хомутах и отгибах создает такую надежную

связь, при которой отсутствие сцепления не сказалось на конеч¬

ных результатах; разрушения усиленных балок без сцепления

и со сцеплением оказались одинаковыми, и расслоения между

балкой и ее нарощенной частью при разрушении не прои¬

зошло.
Это обстоятельство особо наглядно доказало, что усиление

наращиванием при приварке дополнительной арматуры весьма

надежно.
Наращивание балок в сжатой зоне (рис. 103, г) с неизмен¬

ной растянутой арматурой усиливаемого элемента при доведе¬

нии их до разрушения также показало эффективность такого

способа усиления и возможность полного использования суще¬

ствующей арматуры при новой высоте сечения.
Была проведена серия опытов, когда производилось нара¬

щивание первоначально разрушенных балок. Эти опыты пока¬

зали полную возможность производить восстановление разру¬

шенного элемента путем наращивания, так как несущая способ¬

ность опытных балок была не ниже таких же нарощенных, но

неразрушенных балок.
На рис. 104 приводятся графики прогибов испытанных ба¬

лок, усиленных наращиванием снизу и сверху в сравнении с не¬

усиленными балками, которые наглядно иллюстрируют эффек¬

тивность этого метода усиления.
В 1939—1940 гг. ,в ЦНИИЖТ к. т.н. Пинаджяном В. В.

были -проведены исследования усиления трехсторонними рубаш¬

ками семи тавровых 'балок пролетом 4 м высотой 60 см с тав¬

ром шириной 50 см и ребром 10 см. Кроме того, испытыва¬

лись четыре балки прямоугольного сечения пролетом 1,5 м,

высотой 24 см при ширине 12 см, усиленные боковыми наращи¬

ваниями, причем одна балка имела шпренгельную арма¬

туру.
Особенностью всех этих испытаний было устройство руба¬

шек под нагрузкой 0,16—0,20 от разрушающей, а у части балок

постановка арматуры с небольшим предварительным напряже¬

нием. Кроме того, до усиления балки были подвергнуты не¬

скольким загрузкам и разгрузкам, а часть балок динамиче¬

ским нагрузкам.
Произведенные опыты над усиленными и неусиленными

эталонными балками подтвердили полную эффективность

усиления рубашками. В результате экспериментов появилась

возможность вести расчет усиленных балок как монолитных

с учетом существующей и дополнительной арматуры усиле¬

ния.
"298

Рис. 104. Данные зависимости прогибов под нагрузкой для балок, уси¬

ленных наращиваниями
а--наращивание в растянутой зоне с добавлением арматуры; б—наращивание в сжа¬

той зоне без увеличения растянутой арматуры; 1 и 2—кривые прогибов неусиленных

балок; 1Щ и 2'—кривые прогибов усиленных балок
Предварительное напряжение в дополнительной арматуре

усиления создавало более благоприятные условия совместной

работы арматуры балок, усиленных под нагрузкой, т. е. когда

основная арматура имеет напряжения. Усиление под нагрузкой

имитировало наличие постоянной нагрузки, действующей

на балки, когда фактически и производится их усиление.
Подводя итог всем экспериментальным исследованиям уси¬

лений, произведенным рубашками и .наращиваниями, можно

констатировать полную надежность такого рода усилений и воз¬

можность производить расчет усиленных элементов как моно¬

литных, что было установлено к. т. н. Пинджяном В. В. и яв¬

ляется особенно ценным в его опытах.
299

§ 32. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
УСИЛЕНИЙ ПОСРЕДСТВОМ ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ

ЗАТЯЖЕК НА СТАТИЧЕСКИ ОПРЕДЕЛИМЫХ

И НЕОПРЕДЕЛИМЫХ КОНСТРУКЦИЯХ

В ЛАБОРАТОРНЫХ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ
УСЛОВИЯХ
В связи с тем, что новые конструкции усиления в виде пред-

иапряженных затяжек и распорок нуждались в проверке их

эффективности и действенности, в 1950—1953 гг. автором были

проведены достаточно большие экспериментальные иссле¬

дования этих конструкций усиления в механической лабо¬

ратории ЛИСИ. Впоследствии в 1954 г. и в 1959 гг. были прове¬

дены испытания усиленных затяжками конструкций нераз-

резных балок на действующих производствах. Результаты вы¬

полненных опытов с этими конструкциями усиления ниже кратко

излагаются с соответствующими сделанными итоговыми выво¬

дами.
В лабораторных условиях было испытано 19 опытных балок:

■с горизонтальными затяжками—14 шт. и со шпренгельными

затяжками — 5 шт.
В 1950 г. было испытано восемь балок двух разных типов.

Они усиливались горизонтальными затяжками и служили для

выработки методики дальнейших испытаний, поэтому упомянем

только, что эти опыты подтвердили значительное увеличение не¬

сущей способности усиленных балок.
В 1951 г. были испытаны однотипные балки, усиленные гори¬

зонтальными и шпренгельными затяжками.
Опытные балки имели сечение 10x20 см, пролет 3,2 м с ар¬

матурой в растянутой зоне 2010 мм, в сжатой 208 мм и зам¬

кнутые хомуты04 мм, поставленные с шагом 12 см. Балок с го¬

ризонтальными затяжками было четыре и с шпренгельными за¬

тяжками шесть, а две балки служили эталоном и не были уси¬

лены. Затяжки усиления были двух диаметров — 2 0 10 мм

(Б—7, 8, 18, 19, 20) и 2^12 мм (Б—5, б, 21, 22) и напрягались

взаимным стягиванием, как это делается в подобных конструк¬

циях (см. § 16).
Марка бетона балок 110 контролировалась кубиками. Сталь

арматуры и затяжек класса AI при проверенном пределе теку¬

чести 2500 кг!см2 (колебания от 2490 до 2560 кг/см2).
Испытания балок проводились с замерами прогибов и удли¬

нений тяжей затяжек, а также растянутой арматуры и велись

с использованием прогибомеров и тензометров системы проф.

Аистова Н. Н. на горизонтальном прессе с установкой семи гру¬

зов (поршней) с шагом 40 см, как это показано на рис. 105.
300

l-I
Распоры приварены » затяжке
В-Л
6 5,6- 2ф12

6-7,8-2ф10
2фЮ

2ф 8
у
. .. f
^ ХомфЦ сэ

шаг 12
10
6-8,9,10-2фЮ Ш-Ш

б-11,12-2 $12
10
‘2фЮ

к2<р8
Проведенные испыта¬

ния показали, что усиле¬

ние преднапряженными

затяжками весьма эф¬

фективно, так как несу¬

щая способность усилен¬

ных балок возрастала

весьма значительно про¬

порционально сечению тя¬

жей затяжек, причем од¬

новременно возрастала

жесткость усиленных ба

лок, поскольку все они

имели меньшие прогибы

при одинаковых нагруз¬

ках, чем у эталона —

неусиленной балки № 4

(рис. 106).
Замеренные напряже¬

ния затяжек по их удли¬

нениям 'показали, что эти

напряжения несколько

ниже теоретических ве¬

личин, определяемых по

графику рис. 58.
Это свидетельствова¬

ло о падении напряжений

в затяжка!* и объясня¬

лось обмятием' бетона

под анкерами, податли¬

востью последних и неко¬

торым выпрямлением тя¬

жей при их натяжении.
В связи с этим были

установлены величины

упомянутых потерь, кото¬

рые для горизонтальных

тяжей затяжек оказались

в пределах 5—19% при

среднем завышении тео¬

ретических 'величин на
11,5 % • Для шпренгель¬

ных тяжей затяжек аналогичные потери имели тот же диапа¬

зон от 5 до 19%, но среднее завышение составило 16,5%. Это

объясняется тем, что в этих конструкциях имелось еще об-

мятие бетона под подкладками тяжей в местах их пере¬

гиба.
301
*
Прокладки приварены

к затяжке
Приварено

п хомуту
Рис. 105. Опытные балки, схема про¬

ведения экспериментов и установки

приборов
а—балки с горизонтальными затяжками уси¬

ления; б—балки с шпренгельными затяжками

усиления; п—прогибомеры; т—тензометры

П р о г и 6 ы в мм
Рис. 106. Сравнение зависимостей между прогибами и нагрузкой в балке,

усиленной затяжками, и неусиленной балке-эталоне
/—балка-эталон; 2—балки, усиленные горизонтальными затяжками; 3—то же, шпрен¬

гельными
Помимо отмеченных потерь напряжения в тяжах затяжек, в

шпренгельных затяжках наблюдалось трение в местах их пере¬

гиба, причем измерения показали, что коэффициент трения из¬

меняется, увеличиваясь при нарастании нагрузок, однако эти

изменения хотя имеют диапазон колебания от 0,29 до 0,65, но в

своем большинстве колеблются в небольших пределах, в связи

с чем в расчетные формулы § 17 был введен средний коэффи¬

циент трения величиной fo—0,45.
Чтобы наиболее просто, а вместе с тем с достаточной для

практики точностью учесть потери напряжений в тяжах затя¬
302

жек, они были приняты как коэффициенты условий работы за¬

тяжек и составили для горизонтальных затяжек т = 0,85, а для

шпренгельных и комбинированных т = 0,80.
Проведенные эксперименты с опытными балками позволили

сопоставить результаты теоретических вычислений, производи¬

мых по расчетным формулам § 17, с фактически измеренными

усилиями в тяжах затяжек, причем эти сравнения показали

вполне удовлетворительную сходимость, так как расхождения

для горизонтальных затяжек составили в среднем 4,6% в сто¬

рону завышения теоретических величин, а для шпренгельных

1,8% в сторону занижения теоретических величин.
Кроме того, для всех опытных балок, усиленных затяжками,

сравнивались величины прогибов, замеренных при эксперимен¬

тах с прогибами теоретическими f, вычисленными по жесткостям

из формулы (76). Эти сравнения показали, что отношения имели

максимальную величину 1,42 при минимальной 0,54, показав

в среднем 0,98. Величины сравниваемых прогибов принимались

для эксплуатационных нагрузок, т. е. в дипазоне 0,4—0,6 от пре¬

дельных.
В 1953 г. проводились экспериментальные исследования над

двухпролетными балками, усиленными шпренгельными затяж¬

ками. Эти опыты имели целью выявить работу статически неопре¬

делимых конструкций, которые в результате усилений превра¬

щаются в комбинированные системы и становятся внецентренно

сжатыми элементами.
Испытывалось 13 двухпролетных балок с пролетами 2 м, се¬

чением 10x20 см, с одинаковой арматурой в растянутой и сжа¬

той зонах, состоящей из двух стержней диаметром 8 мм и замк¬

нутыми хомутами из проволоки диаметром 4 мм с шагом 12 см.
Марка бетона балок № 1—6 М 140, а балок № 7—13 Ml 10,

что контролировалось кубиками. Сталь арматуры и затяжек

класса AI при проверенном пределе текучести средней величины

2500 кг!см2 (колебания в пределах от 2530 до 2490 кг!см2).
Балки были усилены в обоих пролетах (Б—3, 4, 8, 9) и в

одном пролете (Б—5, 6, 10, И) при пяти контрольных эталон¬

ных балках (Б—1, 2, 7, 12, 13), причем затяжки были диамет¬

ром 8 (Б—3, 4, 5, 6) и 12 (Б—8, 9, 10, И) и напрягались взаим¬

ным стягиванием тяжей, приваренных на торцах балок к зало¬

женным в них уголкам.
Испытание балок производилось с замерами прогибов в обо¬

их пролетах и на всех опорах, удлинений тяжей затяжек —

в пролетах, а арматуры — в пролетах и на средней опоре. Кроме

того, измерялись деформации бетона сжатой зоны на средней

опоре.
Средняя опора неразрезных балок образовывалась специаль¬

ным упором, закрепленным снизу за станину пресса.
303

200
200
Сечение балок
гЯв, м
пип
Рис. 107. Опытные двухпролетные неразрезные балки, схема проведения
экспериментов и установки приборов
балки № 3, 4, 8, 9, усиленные шпренгельными затяжками и загруженные в обоих

пролетах; б—балки № 5, 6, 10, 11, усиленные шпренгельными затяжками и загру¬

женные в одном пролете; п— прогибомер; г—тензометр
Загружение каждого пролета состояло из трех грузов с ша¬

гом 50 см и создавалось поршнями горизонтального пресса,

причем производилась загрузка только усиленных пролетов,

(в Б—5, 6, 10, 11—только одного пролета). Контрольные эта¬

лонные балки загружались аналогично, поэтому Б—1, 7, 12 были

загружены в двух пролетах, а Б—2, 13—в одном пролете.
Замеры производились прогибомерами и тензометрами си¬

стемы проф. Аистова Н. Н.
Опытные балки схемы их загружения и установки приборов

изображены на рис. 107. Загружение опытных балок велось

ступенями по 100 и 200 кг. Балки доводились до разрушения,

причем упругая податливость средней опоры измерялась и учи¬

тывалась при обработке данных опытов.
Проведенными экспериментами было установлено, что в ис¬

пытанных неразрезных статически неопределимых усиленных

конструкциях наблюдалось перераспределение усилий, так как

после образования первого пластического шарнира несущая
304

Прогибы в мм	4
Рис. 108. Результаты экспериментов над усиленными неразрезными двух¬

пролетными балками — зависимость между деформациями и нагрузками
/—образование второго пластического щарнира; 2—образование первого пластиче¬

ского шарнира
способность возрастала до образования второго пластического

шарнира.
На рис. 108 отражено отмеченное явление для опытных уси¬

ленных и контрольных балок, так как на кривых нарастания

прогибов в зависимости от возрастающих нагрузок нанесены

места теоретического появления первого и второго пластических

шарниров. Из этих кривых видно, что теоретические величины

нагрузок, соответствовавших появлению второго пластического

шарнира, были всегда несколько ниже фактических, поскольку

резкое нарастание деформаций (прогибов) происходило при

больших нагрузках, чем вычисленные. С возрастанием абсолют¬

ных величин этих нагрузок расхождение между ними уменьша¬

лось (Б—8, 9, 10, 11).
Одновременно видно, что диапазон нарастания нагрузок

между первым и вторым пластическими шарнирами зависит от

схемы загружения, так как при одновременной нагрузке в двух

пролетах происходит большое нарастание нагрузок, а при на¬
V2 11-1992
305

грузке в одном пролете фактически первый и второй пластиче¬

ские шарниры почти совпадают.
Кроме того, было замечено, что прогибы балок, усиленных и

загруженных в одном пролете (Б—4, 5, 10, 11), больше, чем

в балках, усиленных и загруженных одновременно в обоих про¬

летах (Б—3, 4, 8, 9), что вполне закономерно, поскольку при

первом загружении имеют место пролетные моменты большей

величины, чем при загружении обоих пролетов.
Особенностью наблюдавшихся перераспределений усилий в

усиленных балках является то обстоятельство, что наличие за¬

тяжек обращало их во внецентренно сжатые элементы, благо¬

даря чему повышалась их несущая способность и задержива¬

лось образование пластических шарниров. При загружении

обоих пролетов первый пластический шарнир образовывался на

средней опоре, а второй в пролете, что имело место при слабых

затяжках (например, 10 мм, Б—3, 4). Обратное явление про¬

исходило при сильных затяжках (диаметр 12 мм), т. е. при

большой сжимающей силе .(Б—8, 9), когда сначала возникал

пластический шарнир в пролетах, а затем на средних опорах.
Таким образом наличие сжимающих усилий в опытных не¬

разрезных элементах не лишало их способности перераспреде¬

лять усилия, но ставило это в зависимость от размера сжимаю¬

щей силы, позволяя в нужной степени регулировать распреде¬

ление усилий.
Следует одновременно отметить, что кривые деформации хо¬

рошо демонстрируют эффективность усиления затяжками и по¬

казывают большое возрастание жесткости усиленных элементов.
На рис. 109 детально показано происходящее явление пере¬

распределения усилий на примерах опытных балок № 3 и 9 в

сравнении с соответствующими контрольными балками № 1, 7,

и 12. Приведенная зависимость деформаций (напряжений) в ар¬

матуре и тяжах затяжки от действующих нагрузок иллюстрирует

происходящее перераспределение усилий, так как видно, что

после образования первого пластического шарнира в Б—3 на

опоре (рис. 109,а), а в Б—9 в пролете (рис. 109,6), когда соот¬

ветствующая арматура (на опоре) или арматура и тяжи за¬

тяжки (в пролете) достигают предела текучести, балка продол¬

жает наращивать несущую способность вплоть до образования

второго пластического шарнира, когда потечет пролетная арма¬

тура балки № 3 одновременно с тяжами затяжки или потечет

опорная арматура Б—9. Кроме того, на этом же рисунке видно,

что вычисленные теоретические (Величины пластических шарни¬

ров, обозначенные кружками, расположены ниже фактических

кривых деформаций, т. е. получились несколько заниженными.
Необходимо отметить, что появление первых трещин на

средней опоре усиленных балок наблюдалось при нагрузках от

70 до 100% от фактических разрушающих. Это говорит о том,
306

^ МО

£
| т
с
* гоо
S’106 '50окатив
б* BE-1050

кг/см*
растяжение 50

О	1050
100
21002500
150 200

течет
100
2100 2500
150	200
► течет
67О8 ■50 окатив'*—*■ растяжение5О
в-ЕЕ-МО	0	1050
кг/см*
Рис. 109. Протекание перераспределения усилий в неразрезных усилен¬

ных балках в сравнении с контрольными эталонными балками (неуси-
лекных)
а—в балке № 3 при слабых затяжках и малой сжимающей силе; б—в балке № 9

при сильных затяжках и большой сжимающей силе

что при проектировании усилений можно не опасаться чрезмер¬

ного раскрытия трещин на опорах при происходящем перерас¬

пределении усилий, особенно если это перераспределение не

будет превышать 30% от полной величины усилий.
Балки, усиленные затяжками, по сравнению с контрольными

балками, аналогично загруженными, имели на средней опоре

в сжатой зоне меньшие деформации при значительно больших

нагрузках. С увеличением сечения затяжек, т. е. с возрастанием

сжимающей силы, эти деформации уменьшались.
Такое явление возможно объяснить возрастающей жестко¬

стью усиленных балок, вследствие чего уменьшаются их про¬

гибы и соответственно деформации бетона сжатой зоны на сред¬

них опорах. Следовательно, затяжки, увеличивая жесткость ба¬

лок, одновременно разгружают сжатый бетон на опорах и бла¬

гоприятно влияют на работу балок в отношении значительного

увеличения их несущей способности.
В опытных неразрезных балках проводилось сравнение тео¬

ретических усилий в тяжах затяжек, возникавших при их натя¬

жении путем взаимного стягивания с величинами, замеренными

при экспериментах, причем здесь так же, как при однопролет¬

ных балках, наблюдалось превышение теоретических напряже¬

ний в тяжах, т. е. фиксировалось падение напряжений в преде¬

лах от 3 до 20% при средней величине 11,5%. Это подтвердило

правильность установленных коэффициентов условий работы,

учитывающих потери.
Было сделано сопоставление вычисленных по расчет¬

ным формулам § 17 усилий в тяжах затяжек при загружении

элементов с напряжениями, замеренными при опытах, причем

имелись расхождения, выразившиеся средней величи¬

ной в 5,8% в сторону превышения теоретических величин над

экспериментальными, что может считаться вполне удовлетво¬

рительным, подтверждающим полную возможность вести расчет

неразрезных усиленных конструкций по упомянутым форму¬

лам.
На рис. 110 представлены результаты лабораторных экспе¬

риментов над опытными балками усиленными затяжками.
Рассмотрим экспериментальные испытания усиленных не¬

разрезных конструкций, выполненные на производствах.
В 1954 г. было испытано усиленное перекрытие на Ленин¬

градском гидролизном заводе, выполненное горизонтальными

преднапряженными затяжками на двухпролетных неразрезных

балках, о чем упоминалось в примере § 19 (рис. 62, 63).
Испытанию подверглись две смежные балки — одна усилен¬

ная, другая без усиления. Так как нагрузки от чанового обору¬

дования передавались на эти балки перекрытия распредели¬

тельными конструкциями, то на усиленную балку приходилась

нагрузка в 200%, а неусиленную — в 100% от их первоначаль¬
308

ной несущей способности, вследствие чего неусиленная балка

служила эталоном для усиленной.
Попеременное загружение и разгружение испытываемых ба¬

лок производилось три раза путем наполнения чанов и их опо¬

рожнения.
Производились измерения прогиба балок в срединах проле¬

тов с помощью прогибомеров и удлинений затяжки посредством

тензометров.
Относительные удлинения затяжки, измеренные тензометра¬

ми и вычисленные по расчетным формулам § 17, имели рас¬

хождение 9,7% в сторону завышения теоретических величин

над экспериментальными, что в производственных условиях

может считаться вполне удовлетворительным. Это сравнение

подтвердило приемлемость применения расчетных формул § 17.
Измерение прогибов показало, что соответствующие дефор¬

мации усиленной балки при двукратно возросшей нагрузке

только в 1,36 раза больше неусиленной балки; таким образом,

в пересчете на жесткость оказалось, что последняя возросла

в 1,29 раза больше по сравнению с жесткостью неусиленной

балки.
Эти испытания с полной убедительностью подтвердили

эффективность усилений преднапряженными затяжками и хо¬

рошее совпадение теоретических данных с экспериментальными.
В 1959 г. подверглась испытанию многопролетная подкрано¬

вая балка в литейном цехе Завода подъемно-транспортного обо¬

рудования в Ленинграде, усиленная в одном пролете шпрен¬

гельной преднапряженной затяжкой (рис. 111).
Производились измерения прогибов и относительных удли¬

нений тяжей.
Произведенные замеры относительных удлинений тяжей при

испытаниях в сопоставлении их с теоретическими расчетами по

формулам § 17 показали среднее расхождение (три разные

схемы загружения) 1,5% в сторону завышения теоретических

величин над экспериментальными, что показывает хорошую

сходимость теории и эксперимента в производственных усло¬

виях.
Определялись также теоретические и экспериментальные

напряжения в тяжах при их натяжении; здесь, как и в лабора¬

торных условиях, обнаружились потери экспериментальных на¬

пряжений размером в 16%, что соответствует средним данным

и лабораторным испытаниям.
Интересно отметить, что по разности удлинений горизон¬

тальных и наклонных участков затяжки удалось установить

коэффициент трения в месте перегиба тяжей, который оказался

величиной 0,48, т. е. в действительных условиях близким к при¬

нятому (0,45) по экспериментальным лабораторным испыта¬

ниям.
11—J192
309

Рис. 110. Проведение опытов на семикратном прессе над балками,
усиленными преднапряженными затяжками в лаборатории ЛИСИ
а—балка однопролетная, усиленная горизонтальной преднапряженной затяжкой;
б—балка однопролетная, усиленная шпренгельной преднапряженной затяжкой;

в—балка двухпролетная, усиленная в обоих пролетах преднапряженными шпрен¬

гельными затяжками
Таким образом, проведенные испытания выполненных в на¬

туре усилений конструкций полностью подтвердили данные, по¬

лученные при лабораторных исследованиях затяжек, что под¬

тверждает надежность принятых методов их проектирования и

расчета.
§ 33. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ РАСПОРОК УСИЛЕНИЯ
Испытание колонн с установленными на них преднапряжен¬

ными распорками усиления производились в механической ла¬

боратории ЛИСИ в 1951 г. и в 1953 г. Первая серия испытаний

была проведена над шестью усиленными колоннами из бетона

Ml 10 (К-1-6), а вторая серия — над десятью усиленными колон¬

нами М200 (К—7, 12) и М500 (К—13, 16). Марка бетона конт¬

ролировалась кубиками и имела некоторое превышение над ма¬

рочными прочностями.
Опытные колонны сечением 15X15 см, длиной 150 см арми¬

рованы сталью AI («сталь 3») и имели четыре стержня диамет¬

ром 8 мм, поставленных в углах при замкнутых хомутах диа¬

метром 4 мм, установленных с шагом 10 см.
Эти колонны на своих торцах, на двух взаимно противостоя¬

щих боковых сторонах, имели выступы по 3 см для установки

распорок. На этих выступах были предусмотрены закладные

листы, чтобы избежать смятия бетона под распорками (рис. 112).
Распорки — усиления предста;вляли собой уголки 50x5 мм,

устанавливаемые на торцовые выступы колонн при посредстве

подкладок из листав. Они устанавливались с уклонами к своим

концам, а в середине отстояли от грани колонны. Для такого

перегиба одна полка уголков была пропилена (см. рис. 112, а|.

Для создания напряжения в распорках до экспериментов они

выпрямлялись, плотно прижимаясь к боковым граням колонн,

что делалось большими струбцинами, попарно сжимавшими рас¬

порки в середине их длины. Таким образом, при опытах имити¬

ровалась конструкция преднапряженных распорок, как они вы¬

полняются в действительных условиях работы.
Уголковые распорки «сталь 3» имели средний проверенный

предел текучести величиной 2500 кг!см2.
При экспериментах измерялись относительные деформации

бетона колонн и уголковых распорок.	'
311

Рис. 111. Конструкция шпренгельных преднапряженных затяжек,

выполненных на подкрановой балке литейного цеха Завода подъ¬

емно-транспортного оборудования в Ленинграде, подвергнутых испы¬

таниям после их сооружения

На бетоне колонн устанавливалось по два тензометра, а на

распорках — по б тензометров (3 штуки на каждой распорке),

что видно на рис. 112, а.
На рис. 112, б показано проведение эксперимента в лабора¬

тории, причем распорки установлены, но еще не напряжены.
Испытания проводились на прессах мощностью 50 т, что

было достаточным для первой серии опытов над колоннами из

бетона М-110, другие же колонны, второй серии, испытывались

на прессе 500 г.
На рис. ИЗ приведены данные выполненных экспериментов.

В каждом различаемом по маркам бетона типе колонн две ко¬

лонны являлись контрольными (эталонными) и испытывались

без усиления распорками.
На колонне № б распорки были поставлены удвоенного се¬

чения и состояли из 4 L 50X5 мм. Отметим, что контрольная

колонна № 14 разрушилась преждевременно, так как лопнул

хомут в ее пятовом сечении, вследствие чего колонна вышла из

вертикального положения и разрушилась.
Все опытные колонны доводились до разрушения, которое

характеризовалось образованием наклонных сколов, как и

в призмах, а арматура выпучивалась.
Теоретические пределы прочности усиленных колонн опре¬

делялись по расчетным формулам § 23. Они нанесены на соот¬

ветствующие кривые деформаций, представленные на рис. 113.

Из этих данных видно, что фактическое разрушение всюду

несколько превышало теоретические величины, но последние

очень близки к экспериментальным пределам прочности ко¬

лонн. Таким образом, расчетные формулы § 23 нашли свое

подтверждение.
Одновременно видно, что контрольные неусиленные колонны

всегда разрушались при нагрузках значительно меньших, чем

усиленные колонны.
В результате экспериментов были проверены достигаемые

величины предварительных напряжений в распорках при их вы¬

прямлении.
Эти предварительные напряжения определялись теорети¬

чески по графику рис. 58 по уклону распорок, который им при¬

давался до выпрямления.
Оказалось, что фактические напряжения, определяемые по

соответствующим относительным удлинениям распорок, всегда

ниже теоретических величин, причем эти отклонения имели диа¬

пазон от 1,2 до 8,8%.
Падение напряжений происходило от обмятия торцовых се¬

чений распорок и бетона упоров. Эти потери напряжений в со¬

ответствующих расчетных формулах учитываются введением

коэффициента условий работы распорок, который на основе

упомянутых данных был принят 0,9.
313

Рис. 112. Опытные колон¬

ны, их конструкция, схе¬

ма установки распорок-

усиления и измеритель¬

ных приборов-тензометров
а—опытная колонна с армату¬

рой, схемой распорок и тензо¬

метрами; б—проведение экспе-

римента—распорка установлена,

но не напряжена;

/—колонна; 2—распорки до на¬

пряжения; 3—распорки напря¬

жены (выпрямлены); 4—под¬

кладки под распорками; 5—за¬

кладные металлические листы;
6—тензометры	на распорках;
7—тензометры	на бетоне колон¬

ны; S—прорезь в полке уголка
распорки

Проведенные эксперименты установили, что, несмотря на

пропил в одной полке уголка, в месте первоначального перегиба

раопорок они на обоих своих участках (от этого ослабленного

сечения до упоров) работают полным сечением, что зафиксиро¬

вали тензометры, показавшие одинаковые деформации полок

уголков. Кроме того, при опытах были поставлены дополнитель¬

ные тензометры на целой полке уголка в места пропила другой

полки уголка с таким расчетом, чтобы выяснить поведение це¬

лой полки, примыкающей к этому пропилу. Эти дополнительные

тензометры показали большую концентрацию напряжений в

месте пропила, достигавшую в некоторых случаях предела те¬

кучести.
Таким образом, проделанные испытания позволили наметить

необходимые конструктивные мероприятия для создания нор¬

мальной работы раопорок, что было сделано в соответствующих

рекомендациях § 22 по конструкциям распорок, по компенси¬

рующим накладкам, упорам и т. п.
§ 34. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

УСИЛЕНИЯ ПОСРЕДСТВОМ ПРЕДНАПРЯЖЕННЫХ

ПОПЕРЕЧНЫХ СТЕРЖНЕЙ
Усиление изгибаемых элементов на поперечные силы посред¬

ством преднапряженных поперечных стержней проводилось в

механической лаборатории ЛИСИ в 1963 г. с целью проверки

эффективности такого рода усилений.
Испытывалось .восемь опытных балок двутаврового сечения

высотою 30 см, с полками 10X6 см и стенкой 6 см при пролете

3 м (рис. 113). Опытные балки армировались одним двусто¬

ронним каркасом с растянутой арматурой из стали АН диамет¬

ром 18 мм и верхней монтажной арматурой диаметром 10 мм

из стали AI. Поперечные стержни были из стали диаметром

8 мм с шагом 20 см, причем в шести экспериментальных бал¬

ках № 3—8 на приопорных участках длиной по 80 см от каж¬

дой опоры поперечные стержни отсутствовали (рис. 112, а). Две

контрольные (эталонные) балки № 1 и 2 имели установленные

стержни на всей длине (рис. 114).
В четырех экспериментальных балках № Э—8 на приопор¬

ных участках длиной по 80 см, где в каркасах отсутствовали

поперечные стержни, были установлены наружные поперечные

стержни, которые приваривались к специальным боковым за¬

кладным отрезкам заанкеренных стержней, расположенных по

наружным граням полок, как это видно на рис. 114, в сече¬

нии 1—/.
Наружные поперечные стержни в балках № 5, 6, 7, 8 были

диаметром 6 мм и шагом 20 см, т. е. как у каркасов.
315

90
60
70

| 60

t 50

I 40

I 30
zo

10

0
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 Ш №5 450
Относительнее деформации 5£-105

• отмечена величина теоретической разрушающей нагрузки
Рис. 113. Экспериментальная проверка грузоподъемности усиленных и
контрольных (эталонных) колонн
Испытания производились на семикратном горизонтальном

прессе с давлением в двух местах пролета балок, симметрич¬

ных относительно середины пролета и расположенных в рассто¬

яниях 60 см от оси опор. Загрузка велась ступенями по 250

и 500 кг до разрушения всех балок, которое наступало от дей¬

ствия поперечных сил по характерным косым трещинам, про¬

ходившим от опор к местам приложения грузов (рис. 115, а, б, г).
Контрольные балки № 1 и 2 разрушились при нагргузке

6000 кг, а первые волосные трещины в них возникли при нагруз¬

ке 4500 кг.
Следующие балки № 3 и 4 испытывались сначала без вся-

ского усиления и были доведены до образования косых трещин

на опорах от поперечных сил, что наступило при нагрузке

3500 кг- Появление первых трещин при нагрузке на 1000 кг

меньше, чем у контрольных балок № 1 и 2 объясняется тем

обстоятельством, что в этих балках в каркасах приопорных

участков отсутствовали поперечные стержни (рис. 114, а).
Затем балки № 3 и 4 были усилены с обеих боковых сторон

поперечными стержнями диаметром 8 мм (рис. 115, в), кото¬

рые были взаимно стянуты и получили напряжение. После это¬

го балки вторично загружались, доводились до разрушения,

которое было зафиксировано при величине нагрузки 6000 кг
1 I I I Г
1 I Г
НопоннЬ! 13,14,15,16 	бетон М-500
КолоннЬ/ 1, 2, 3, 4, 5, 6 	Бетон М-200.
КолоннЫ 7, 8, 9,10,11,12 *		бетон М-110 _
НопоннЬ/ с индексом „К"- контролЬнЬ/е s
316

(рис. 115, г), т. е. аналогичной контрольным балкам, несмотря

на то, что имелось вдвое большее сечение поперечных стержней.
Последнее явление может быть объяснено тем, что эти бал¬

ки имели косые трещины до их усиления, поэтому бетон стенок

балок не оказывал полного сопротивления.
Проверочные расчеты показали, что если учесть это обстоя¬

тельство, то повышенное сечение поперечных стержней компен¬

сировало потерю прочности бетона стенок этих балок.
Балка № 5 была загружена при наличии внешних попереч¬

ных стержней, но без их предварительного напряжения. Первые

косые приопорные трещины в этой балке появились при на¬

грузке 3500 кг, как при первоначальном испытании балок № 3
§
U /К-1	\Е /и'г	у
Т
i
I
т
2Ф20
v
к-г
н-1 ]_
Н-1
К-2
I/ ^/Г-/ \п
	3200 —
Н-2
Ss 20
Ш
■£/■800 -+Г1Ф6
2Ф20
Ф8
Н-1-
4
40*80
200
№
200
’ si
■Ц
80 f
7
60
I
I
И-2
го
А
-100-
'Н-1
%
то
60
2Ф18П
//-//
Рис. 114. Экспериментальные балки для исследования усиления

изгибаемых элементов на поперечные силы
317

и 4; это говорит о том, что ненапряженные внешние стерж¬

ни не работали. Затем балка была разгружена, и внешние

поперечные стержни 'напряжены; после этого вновь было

произведено загружение -балки, и она разрушилась при нагрузке

5500 кг, т. е. несколько ниже, чем контрольные балки № 1

и 2.
Балки № б, 7 и 8 испытывались при напряженных попе¬

речных стержнях и разрушились по косым приопорным трещи¬

нам: при нагрузке 6000 кг — балка № 6 и 6250 кг — №7 и 8,

т. е. нагрузках, несколько равных или выше контрольных. У ба¬

лок № 7 и 8 напряжение в поперечных стержнях было выше,

чем у балок № 5 и 6. Появление первых косых трещин у этих

опытных балок было зафиксировано при нагрузках у балки

№ 6—4000 кг, а у балок № 7 и 8—5000 кг, что показало боль¬

шую трещино.стойкость тех балок, у которых было большее

преднапряжение поперечных стержней.
На основе проведенных экспериментов можно было сделать

заключительные выводы, приводимые ниже.
1.	Усиление балочных элементов на поперечные силы воз¬

можно осуществлять наружными преднапряженными попереч¬

ными стержнями.
Рис. 115. Эксперименты в лаборатории ЛИСИ над балками, усиленными

поперечными преднапряженными стержнями
а—приопорные трещины в контрольных неусиленных балках при их разрушении;
б—то же, в балках усиленных; в—установленные на балках с трещинами попереч¬

ные стержни усиления в ненапряженном состоянии; г—разрушенная балка, показан¬

ная на фигуре «в»
318

2.	Увеличение предварительного напряжения в поперечных

стержнях сказывается только «а трещиностойкости балок, не

оказывая существенного влияния на их сопротивление попе¬

речным силам.
3.	Расчет наружных преднапряженных поперечных стерж¬

ней может вестись так же, как и аналогичных стержней, нахо¬

дящихся в толще бетона конструкции, если в элементе отсутст¬

вуют трещины.
4.	При наличии в усиливаемом элементе приопорных косых

трещин сопротивление наружных преднапряженных попереч¬

ных стержней должно быть снижено на 25% против сопротив¬

ления целых (без трещин) балок.
Приведенные экспериментальные выводы были учтены

в § 26.
На рис. 115 показаны эксперименты над опытными балками,

усиленными вертикальными преднапряженными стержнями,

производившиеся в 1963 г. в лаборатории ЛИСИ.

Глава XI
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ВОПРОСЫ

И РЕКОМЕНДАЦИИ ПРИ УСИЛЕНИИ

КОНСТРУКЦИЙ
§ 35. НЕКОТОРЫЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ

ПОКАЗАТЕЛИ ЭФФЕКТИВНОСТИ УСИЛЕНИЙ

УПРУГООПОРНЫМИ СИСТЕМАМИ

И ПРЕДНАПРЯЖЕННЫМИ КОНСТРУКЦИЯМИ ЗАТЯЖЕК
И РАСПОРОК
Касаясь некоторых технико-экономических вопросов усиле¬

ния железобетонных конструкций, в самом начале остановимся

на основном положении — целесообразности проведения рекон¬

струкций для повышения несущей способности конструкций

в сравнении с новым строительством-
Ниже приводится табл. 17 с сопоставлением стоимости

сплошной реконструкции всех элементов конструкций и стои¬

мости возведения нового сооружения.
Из рассмотрения этой таблицы видно, что выполнение усиле¬

ния существующих конструкций выгоднее возведения новых со¬

оружений.
Следует заметить, что сплошного усиления всех существую¬

щих конструкций никогда не встречается, поэтому приведен¬

ные проценты удорожания при новом строительстве во много

раз увеличиваются; это еще в большей степени подтверждает

полную экономическую целесообразность и выгодность про¬

ведения усилений существующих конструкций промышленных

объектов.
Из этой таблицы видно, что обоймвнные конструкции в 2,7

раза дороже преднапряженных конструкций усиления.
320

Таблица 17
Этажность
Новое сооруже¬

ние в индустри¬

альных сборных

конструкциях

руб/м2 пола
Усиление обойма¬

ми, рубашками

и наращиваниями

руб/м2 пола
Усиление пред¬

напряженными

затяжками

и распорками

руб/м2 пола
Стоимость усиле¬

ния в отношении

к новому строи¬

тельству в %
1
55,0
7,21
2,65
13,1
4,8
2
83,0
14,42
5,30
17.4
6.4
3
101,0
21,63
7,95
21,4
7,9
4
112,0
28,84
10,60
26,6
9,5
Примечания: 1) Высота этажа принята 5 м.
2) В числителе при сравнении с обойными конструкциями, а в знамена¬

теле — при сравнении с преднапряженными затяжками и распорками.
Многообразие методов усиления и их форм не позволяет

сделать единого обобщающего сравнения выгодности отдельных

типов этих конструкций усиления между собой, особенно когда

это касается конструкции обойменного типа, наращиваний или

заменяющих конструкций, поскольку они отличаются особой

индивидуальностью и необходимостью приспособления к кон¬

кретным частным случаям реконструкций.
Что касается конструкции усиления упругоопорного типа

и преднапряженных конструкций усиления в виде затяжек и

распорок, то для них возможно некоторое обобщающее сравне¬

ние, так как здесь можно сопоставлять повышение несущей

способности усиленного элемента с расходом металла на кон¬

струкцию усиления, в свою очередь принятого в отношении

к расходу металла в собственно усиливаемом элементе.
Такого рода сравнение возможно представить в наиболее

наглядной форме в виде общего графика (рис. 116). Однако

следует одновременно отметить, что такой график не может

быть всеобъемлющим, поскольку принятые показатели сравне¬

ния в виде отношений расхода металла на собственно конст¬

рукцию усиления и усиливаемую конструкцию зависят еще и

от степени насыщения арматурой самих усиливаемых элемен¬

тов. В связи с этим такого рода сравнение на рис. 116 выпол¬

нено для усиливаемых конструкций при среднем насыщении их

арматурой в количестве 1%.
Хотя такое ограничительное сравнение отдельных ви¬

дов конструкций усиления не позволяет его распространять

конкретно на любой случай встречаемых насыщений армату-
321

от металла в усиливаемом элементе
1	тт ,,	i	Lf	7	V—V—V-
	2	 5 • 8
^ х«-х—х—х-*х*	Q	^ >тнм1иппмж
Рис. 116. Сравнение между собой эффективности различных упругоопор¬

ных и преднапряженных конструкций усиления
/—шпренгель металлический; 2—балка железобетонная подпирающая; 5—горизон¬

тальная преднапряженная затяжка; 4—шпренгельная преднапряженная затяжка;

5—предел применимости конструкции усиления; 6—преднапряженная односторонняя

распорка; 7—преднапряженная двусторонняя распорка; 8—железобетонные р^мы

(подпирающие); 9—металлические фермы (подпирающие)
рой усиливаемых элементов, но дает возможность судить об

эффективности тех или других конструкций усиления.
Рассматривая представленное сравнение и анализируя эф¬

фективность отдельных видов усиления, можно сделать неко¬

торые общие выводы с учетом не только полученных технико¬

экономических показателей, но в их сопоставлении с производст¬

венными соображениями, так как при усилении конструкций

экономическая сторона дела не всегда может являться решаю¬

щей, поскольку приходится считаться с рядом и других факто¬

ров, как то: удобством ведения работ, степенью надежности

конструкции в условиях ее выполнения на данном предприятии,

степенью конструктивной эффективности, габаритами и т. п.
По тому же как легли кривые, соответствующие этим видам

конструкций усиления, легко можно судить об их взаимной

эффективности, так как чем выше проходит кривая, тем дан¬

ная конструкция выгоднее.
Следует отметить только два вида конструкций — подведен¬
322

ные упругоопорные балки и рамы, так как кривые этих конст¬

рукций несколько выделяются из общего пучка кривых.
Можно заключить, что подведенные железобетонные балки

являются достаточно эффективными конструкциями, поскольку

требуют на свое изготовление до 80% металла по отношению

к арматуре усиливаемого ими элемента, однако здесь же видно,,

что их пределом применимости является 120% увеличения не¬

сущей способности усиливаемого элемента, так как свыше этого*

предела они применяться не могут.
Возрастание эффекта их несущей способности от 60 до 120%

при неизменном расходе арматуры происходит за счет измене¬

ния их высоты, а следовательно, за счет большего стеснения

габаритов пространства под или над усиливаемым элементом.
По характеристике кривой для подведенных упругоопорных,

рам. можно заключить, что этот вид конструкций усиления как

будто сначала наименее эффективен, но затем, начиная с рас¬

хода на себя 100% количества арматуры по сравнению с усили¬

ваемой конструкцией, .резко увеличивает несущую способность

последней. Пределом применимости рамной конструкции усиле¬

ния может считаться 140% от первоначальной несущей способ¬

ности усиливаемого (элемента.
Сравнивая рамную конструкцию с металлическим подведен¬

ным шпренгелем, необходимо отметить, что последний зани¬

мает значительно большие габариты пространства под усили¬

ваемой конструкцией, чем рама, поэтому при равных показате¬

лях в расходе материала и предельной несущей способности

рамная конструкция имеет производственные преимущества.
Необходимо обратить внимание, что на рассматриваемом

графике кривые, относящиеся к преднапряженным горизонталь¬

ным и шпренгельным затяжкам, имеют точку явного перелома,

которая должна считаться пределом их применимости, посколь¬

ку она соответствует условию * = 0,55 h0 в усиливаемой конст¬

рукции, т. е. исчерпанию использования последней в качестве

изгибаемого элемента. Этот предел применимости преднапря¬

женных затяжек, считая от их первоначальной несущей способ¬

ности, достаточно высок—60 и 90%.
Точка явного перелома наблюдается также в кривой, при¬

надлежащей преднапряженным односторонним распоркам уси¬

ления, здесь предел применимости относится к условию х=2а\

т. е. исчерпанию использования сжатой зоны во внецентренно

нагруженных колоннах с большими эксцентрицитетами.
Как видно из графика, конструкции металлических ферм

усиления являются наименее эффективными конструкциями не

только потому, что они расходуют наибольшее количество ма¬

териала, но также благодаря тому, что одновременно для свое¬

го осуществления требуют значительных пространственных га¬

баритов.
323

О	50	100	150	200	250	300
Площадь сечения эатяЖек F0 по отношению к сечению арматурЬ/ Fa 6 %
Рис. 117. Зависимость возрастания эффекта усиления конструкций пред- -

напряженными затяжками от величины процента армирования усили¬

ваемых элементов
/—горизонтальная затяжка; 2—шпренгельная затяжка; 3—предел применимости (по
эффективности)
В заключение отметим, что в целом сопоставляемые кон¬

струкции усиления наиболее эффективны три увеличении несу¬

щей способности конструкций реконструируемых элементов

в пределах от 60 до 100%, т. е. способны относительно легко

увеличить последнюю в 1,6—2 раза, свыше чего это может быть

успешно выполнено только частью конструкций усиления.
Следует, однако, здесь иметь в виду, что отмечаемое обстоя¬

тельство по данному графику делается применительно к усили¬

ваемым конструкциям, армированным в пределе 1%, поэтому

при меньшем проценте армирования усиление .конструкций осу¬

ществляется значительно проще и охватывает большее число

форм конструкций и способов усиления.
Для наглядной иллюстрации отметенного обстоятельства

приведем рис. 117, где показана зависимость между нараста¬

нием несущей способности элементов, усиленных преднапряжен¬

ными затяжками при различных процентах армирования усили¬

ваемых элементов.
Из этого графика видно, что чем ниже процент армирования

усиливаемого элемента, тем выше может быть поднят эффект

от усиливания последнего. Интересно отметить то обстоятель¬

ство, что при различном насыщении арматурой усиливаемых

элементов полное количество металла, расходуемого на арма¬

туру и затяжку усиления, сохраняется при пределе примени¬

мости этой конструкции усиления.

Например, для горизонтальных преднапряженных затяжек

общий расход металла составит:
при Fа =0,7%—0,7 + 2,25‘0,7=2,27%
» Fа =(1,0 % — 1,0 +1,25.1,0 = 2,25 %
» Fa=il,3% 1,3 + 0,75 • 1,3=2,27%
То же, для шпренгельных преднапряженных затяжек:

при F& =0,7% —0,7+2,50* 0,7=2,42%
» /^=1,0%—1,0+1,38* 1,0=2,38%
» ^=11,3%—1,3 + 0,87* 1,3=2,43%'
Таким образом, полученные проценты металла от сечения

усиливаемого элемента указывают одновременно границы раци¬

онального его использования.
§ 36. РЕКОМЕНДАЦИИ К УСИЛЕНИЮ ЭЛЕМЕНТОВ

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Применение разнообразных методов усиления и осуществле¬

ние с этой целью различных (конструкций усиления связано с

определенной спецификой выполнения таких реконструктивных

работ, поэтому на основании данных практики, длительных

производственных и лабораторных испытаний, а также разра¬

ботанной 'методики проектирования, возможно систематизиро¬

вать и регламентировать имеющийся опыт, приведя его в виде

отдельных рекомендаций.
Общие рекомендации
\
1.	Настоящие рекомендации Относятся к выполнению работ

по осуществлению, проектированию и конструированию усиле¬

ния железобетонных элементов конструкций.
2.	Имеются два основных способа усиления железобетонных

элементов конструкций — без изменения первоначальной стати¬

ческой схемы и напряженного состояния и с изменением по¬

следних, совместно или отдельно.
3.	При сохранении неизменной первоначальной статической

схемы усиливаемого элемента или его напряженного состояния,

возможно усиление посредством обойм, наращиваний, рубашек и

дополнительных разгружающих конструкций и приспособлений.
4.	Перечисленные в л. 3 способы усиления преимущественно

требуют полной или частичной остановки производства, но в не¬

которых случаях могут осуществляться без такой остановки.
5- При изменении первоначальной статической схемы уси¬

ливаемого элемента или его напряженного состояния, возможно

усиление осуществлять при помощи дополнительных опор как

жестких, так и упругих, а также применяя преднапряженные

затяжки для изгибаемых элементов конструкций и преднапря-
325

женные распорки для сжатых и внецентренно сжатых элемен¬

тов.
6.	Выбор того или иного способа усиления рекомендуется

делать в зависимости от возможностей производства, нужной

степени усиления и условий монтажа.
7.	Защита наружных металлических конструкций и приспо¬

соблений усиления от коррозии выполняется путем их покры¬

тия антикоррозийными лакокрасочными составами, в соответ¬

ствии с разд. 5 СНиП III-B.6-62, причем подготовка их поверх¬

ностей должна выполняться по разд. 3 СНиП III-B.6-62.
8.	В помещениях пожароопасных, при наличии избыточной

влажности или агрессивной среды, наружные металлические

конструкции и приспособления усиления предохраняются от

коррозии обетонировкой по сетке или обмотке проволокою.

Возможно также торкретирование с соблюдением указаний

разд. 7 СНиП III-B. 6-62 и пп. 5.6—5.13 СНиП III-B. 9-62.
Толщины защитных штукатурок в этом случае назначаются

не менее 30 мм, а в пожароопасных помещениях р соответст¬

вии с приложением 1 СНиП II-A. 5-62.
9.	Классы стали, применяемой в конструкциях усиления и

их деталях, степень предварительного напряжения, места уста¬

новки натяжных, анкерующих и монтажных приспособлений

должны указываться на рабочих чертежах, как следует спе¬

циально оговаривать порядок монтажа конструкций усиле¬

ния.
10.	На рабочих чертежах указываются величины и схемы

нагрузок, приходящиеся на усиленные элементы конструк¬

ций.
Материалы
И. При проведении усиления железобетонных конструкций

могут применяться бетоны марки не ниже 150, а стали должны

быть классов AI, All и AIII круглые и периодического профиля,

а также фасонный прокат из углеродистой мартеновской

стали марок ВСт. 3; ВСт. 3 пс и ВСт. Зкп подгруппы В,

ГОСТ 380—60. Болты должны быть из сталей марок ВСт. 3 кп

и ВСт. 3.
12.	Стали, подвергнутые силовой калибровке, применять в

конструкциях усиления не следует ввиду их хрупкости и сни¬

женной длины площадки текучести.
13.	В сварных работах конструкций усиления должны повсе¬

местно применяться электроды типа Э42, а при усилении под¬

крановых балок Э42А.
14.	Раствор для защитных цементных штукатурок и бетон

для заделки гнезд, борозд, отверстий должны быть не ниже

Ml 50.
326

15.	Нормативные и расчетные характеристики материалов

должны соответствовать СНиП II-B.1-62 и II-B.3-62.
Основные расчетные положения
16.	Проверочные расчеты железобетонных элементов .конст¬

рукций, подвернутых усилению, должны производиться по не¬

сущей способности по СНиП II-B. 1-62.
17.	Расчет собственно конструкций усиления при выполне¬

нии их из железобетона должен производиться по несущей спо¬

собности в соответствии со СНиП II-B. 1-62, а при выполнении

из металла — со СНиП II-B. 3-62.
18.	Статические расчеты усиленных элементов конструкций,

при изменении их первоначальной статической схемы или на¬

пряженного состояния после усиления должны производиться

с учетом новой статической схемы и напряженного состояния

элемента.
19.	Усилия, действующие в элементах статически неопреде¬

лимых железобетонных конструкций, подвергнутых усилению, в

нужных случаях облегчения осуществления таких усилений,

рекомендуется рассчитывать с учетом перераспределения уси¬

лий, т. е. с учетом пластических деформаций.
20.	При расчете элементов конструкций по п. 19 перераспре¬

деление усилий преимущественно следует ограничивать вели¬

чиной 30%. Однако при необходимости возможны и превыше¬

ния указанного предела, но тогда в сечениях или на участках,

где сделано такое превышение, требуется дополнительная про¬

верка по раскрытию трещин в соответствии с п. 10.2 СНиП

II-B. 1-62, а их раскрытие должно ограничиваться указаниями

п. 4.16 СНиП II-B. 1-62.
21.В	расчетах изгибаемых усиливаемых элементов учет их

жесткости производится по формуле (184) СНиП II-B. 1-62, а

внецентренно сжатых элементов по формуле (76) К
22.	При расчете преднапряженных конструкций усиления

для упрощенного учета происходящих потерь при их напряже¬

нии вводятся экспериментально установленные (см. гл. X)

коэффициенты условий работы то:
а)	для преднапряженных горизонтальных затяжек усиле¬

ния т0=0,85;
б)	для преднапряженных шпренгельных и комбинированных

затяжек усиления то=0,80;
в)	для преднапряженных распорок усиления то=0,90;
г)	для преднапряженных поперечных стержней усиления на

поперечные силы то=0,90.
1	Номера формул без ссылки на СНиП относятся к формулам настоя¬

щей книги.
327

Рекомендации по усилению разгружающими конструкциями
23.	Конструкции частичного разгружения (рис. 1) должны

быть по длине связаны с разгружаемым изгибаемым элементом

с шагом не более 1,5 ж, чтобы была обеспечена их совместная

работа.
24.	Осуществление связи между железобетонными частично

разгружающей и разгружаемой конструкциями должно осуще¬

ствляться при удалении с последней всякой временной нагруз¬

ки, так как тогда достигается наибольший эффект усиления.
25.	При бетонировании железобетонной частично разгружа¬

ющей конструкции на месте, для связи ее с 'разгружаемой, за¬

кладные соединительные связи сначала скрепляются с нижними

конструкциями, после чего производится бетонирование разгру¬

жающего элемента, а установленные соединительные связи

своими закладными частями вбетониваются в последний.
26.	Конструкции полного разгружения (рис. 2, 3) должны

на всем своем протяжении до опор быть отделенными от раз¬

гружаемого изгибаемого элемента. Этот зазор должен быть не

менее 30 мм. Опорные выступы разгружающего железобетон¬

ного элемента могут не связываться с нижерашоложенной раз¬

гружаемой конструкцией, а разгружающие металлические эле¬

менты должны обязательно быть связанными на опорах с же¬

лезобетонными перекрытиями или колоннами.
27.	При бетонировании полной разгружающей железобе¬

тонной конструкции на месте, для осуществления зазора между

нею и разгружаемым элементом укладывается доска длиною

в свету между опорными уступами. Впоследствии доска может

быть вынута или выжжена.
28.	При устройстве железобетонных опорных хомутов в

виде подведенных конструкций, усиливающих вышерасположен-

ные элементы (рис. 4,а), скалывается поверхностный бетон и

оголяется арматура колонн на участках, где устраиваются эти

хомуты, устанавливается их арматура и производится бетони¬

рование опорных хомутов под давлением с вибрированием, что¬

бы бетон плотно подошел под горизонтальную поверхность

усиливаемой опоры.
Создание избыточного давления свежего бетона достигается

устройством боковой опалубки выше бетонируемой поверхности

и укладкой бетона тоже выше этого уровня.
Установленная арматура опорных хомутов может прихва¬

тываться сваркой к оголенной арматуре колонн.
29.	Опорные хомуты из швеллеров устанавливаются на

участке колонн со сколотым бетоном и оголенной арматурой

(рис. 4, б) и стягиваются между собою болтами, зажимая ко¬

лонну. Швеллеры плотно подгоняются под поверхность оголен¬
328

ной арматуры подпираемого элемента, после чего производятся

сварочные работы, а затем обетонка конструкций по сетке.
30.	Расчет частично разгружающих элементов производится

на совместную работу с разгружаемой конструкцией по общим

деформациям, по формулам (5) и (6).
31.	Расчет элементов полного разгружения производится как

расчет обычных однопролетных балок на всю приходящую

на них нагрузку.
Находящиеся под разгружающими элементами разгружен¬

ные балки, или ригели, проверяются на непосредственный срез

от давлений, передаваемых на опоры разгружающими элемен¬

тами.
В этом случае сопротивление непосредственному срезу

принимается равным Rcp = 2/?р.
.32. Расчет опорных железобетонных хомутов, в случае когда

они являются подпирающими элементами или когда они явля¬

ются непосредственными опорами новых конструкций, произ¬

водится по формулам (8), (9), (11) и (14).
33.	Расчет опорных металлических хомутов (в обоих слу¬

чаях отмеченных в п. 32) производится по формулам (15), (16),

(17) и (18).
Рекомендации по усилению конструкциями из обойм, рубашек
и наращиваний
34.	Конструкции обойм (рис. 10, а, б, ж и 11) , рубашек

(рис. 10, в, г) и наращиваний (рис. 10, д,е) могут применяться

в целях увеличения поперечных сечений элементов и соответ¬

ствующего их усиления. Конструкции обойм и рубашек могут

применяться также в случае необходимости восстановления

поврежденных конструкций или их исправления.
35.	Устройству обойм, рубашек и наращиваний предшест¬

вует подготовка для этого усиливаемых конструкций. Эта под¬

готовка заключается в скалывании поверхностного слоя бе¬

тона там, где должна быть установлена новая дополнительная

рабочая арматура, и в насечке боковых поверхностей бетона,

где рабочей дополнительной арматуры не будет, а будут уста¬

новлены хомуты или сетки. Сколотая поверхность промывается

из брантспойта, после чего устанавливается дополнительная

арматура и короба опалубки, а далее ведется бетонирование

этих конструкций усиления при обязательном вибрировании.
36.	Толщина обойм, рубашек и наращиваний делается как

минимум 6 см при бетонировании и 3 см при нанесении бетона

способом торкретирования.
37.	Продольная рабочая дополнительная арматура в обой¬

мах, рубашках и наращиваниях может приниматься минималь¬

ного диаметра 12 мм и максимального—25 мм; желательно
12-1992
329

применение арматуры периодического профиля. Поперечная

арматура в наращиваниях, прикрепляющая рабочую арматуру

к усиливаемому элементу, принимается диаметром от 10 до

25 мм по необходимости (рис. 15).
38.	При наращиваниях и рубашках контактные поверхности

обрабатываются особо тщательно, поскольку отсутствует все¬

объемлющая связь. Перед бетонированием контактные .поверх¬

ности смачиваются водою за 1—1,5 ч и перед укладкой бетона

должны быть влажными, но не мокрыми со следами открытой

воды.
39.	Консистенция бетона в обоймах, рубашках и наращива¬

ниях принимается с осадкой конуса 5—10 см при укладке руч¬

ным способом и 3—4 см при применении пневмобетона, при¬

чем низшая граница должна считаться предельной по жест¬

кости.
Бетонирование ручным способом ведется с непременным виб¬

рированием, а пневмобетон укладывается непосредственно в

опалубку.
Бетон лучше всего применять на нормальном портландце¬

менте.
40.	Укладка бетона в обоймы и рубашки при стесненных

пространствах производится пневмобетоном с использованием

соответствующего агрегата, а при его отсутствии ручным спо¬

собом посредством лотков и ящиков, в иных случаях через

специально пробиваемые отверстия в существующих вышеле¬

жащих конструкциях (рис. 14).
41.	Расчет обойм, рубашек и наращиваний производится

как расчет цельных конструкций, составляющих единое целое

с усиленной конструкцией, по формулам (21), (25), (26), (30),

(37), (38), (45).
Рекомендации по усилению железобетонных конструкций

дополнительными подведенными опорами
42.	Конструкции усиления изгибаемых элементов в виде до¬

полнительных опор могут быть неподатливыми (рис. 22)

и упругими (рис. 33, 34). Они применяются в зависимости

от удобства осуществления того или другого вида конструк¬

ции.
43.	Подведение дополнительных опор позволяет в большой

степени увеличивать первоначальную грузоподъемность элемен¬

тов. При жестких неподатливых опорах первоначальная грузо¬

подъемность может быть увеличена до 3 раз, а при упругих

опорах до 2 раз.
44.	Подведенные опоры, выполняемые в металле, сначала

монтируются, а выполняемые в железобетоне сначала бетони¬

руются. Смонтированные или забетонированные дополнитель¬

ные опоры затем включаются в работу, соединяясь с усиливае¬
330

мым элементом. При включении в работу подведенных опор

временная нагрузка должна быть снята, чтобы наиболее эф¬

фективно усилить конструкцию.
45.	В случае наличия только постоянной нагрузки на уси¬

ливаемой конструкции, при включении дополнительной под¬

веденной опоры необходимо поддомкратить усиливаемую кон¬

струкцию. Величина поддомкрачивания определяется расче¬

том.
Поддомкрачивание может быть осуществлено клиновидным

приспособлением (рис. 25)-
46.	Статический расчет конструкций, усиленных подведе¬

нием жестких опор, производится по новым, статическим схе¬

мам при учете усилий от постоянной нагрузки, остающихся не¬

изменными.
В случае наличия только постоянной нагрузки, расчетом

определяется, какой величины должно быть разгружение дом¬

кратом в месте дополнительной подведенной опоры.
47.	Статический расчет конструкций, усиленных подведе¬

нием упругих опор, производится по формулам (47)-г (53) ;

(58), (59), (64), (65), (70) т- (72); (80) -(88).
Рекомендации по усилению железобетонных конструкций

преднапряженными затяжками
48.	Усиление изгибаемых железобетонных элементов конст¬

рукций преднапряженными затяжками различного типа (рис.
45,	46) может осуществляться при увеличении первоначальной

грузоподъемности до 2 раз.
49.	Тяжи затяжек усиления преимущественно следует про¬

ектировать из круглой стали диаметром от 16 до 36 мм, а при

невозможности применить круглую сталь можно использовать

фасонный прокат.
50.	Горизонтальные затяжки усиления должны располагать¬

ся в непосредственной близости от нижних граней усиливаемого

элемента, но не более 100 мм.
Шпренгельные и комбинированные затяжки должны примы¬

кать вплотную к боковым граням усиливаемых железобетон¬

ных элементов, а снизу к поперечным подкладкам-подпоркам,

устанавливаемым в местах перегиба тяжей.
51.	Подкладки-подпорки, устанавливаемые в местах пере¬

гиба тяжей шпренгельных и комбинированных затяжек, долж¬

ны иметь со стороны нижней грани усиливаемого элемента рас¬

пределительную полосу шириной не менее 50 мм при толщине не

менее 10 мм. Круглые стержни подкладок-подпорок следует

принимать не менее 25 мм. Возможно выполнять подкладки-

подпорки из фасонного проката, в этом случае они могут одно¬

временно служить ограничителями сближения тяжей.
12*
331

52.	Подкладки-коротыши между четырехстержневыми

комбинированными затяжками следует принимать не менее

25 мм.
53.	Длину подкладок-подпорок и прокладок-коротышей сле¬

дует принимать не менее чем на 100 мм больше ширины усили¬

ваемого элемента. При возможности изгиба подкладок-подпо-

рок от давления напряженных тяжей затяжек они должны

иметь вертикальные ребра жесткости, упирающиеся в боковые

грани усиливаемых элементов.
54.	В случае возможной вибрации железобетонной кон¬

струкции (например в подкрановых балках) подкладки-под¬

порки и прокладки-коротыши после напряжения тяжей затя¬

жек привариваются к последним или к оголенной арма¬

туре.
55.	Анкерующие устройства затяжек усиления должны быть

предельно простой конструкции, которая бы была одновременно

достаточно устойчива и несмещаема. Желательна заделка в

бетон анкерных устройств затяжек.
56.	Натяжные болты затяжек во избежание среза нарезки

должны быть диаметром не менее 16 мм, а натяжные гайки

по высоте составлять не менее полутора диаметров болта. Воз¬

можно использовать в качестве гаек две обычные гайки, сварен¬

ные между собой в один элемент.
57.	Шайбы-захваты натяжных болтов должны быть сколь¬

зящими по болту конструкции, чтобы не срезать нарезку болтов.
58.	Конструкции затяжек целесообразно заготовлять вне

объекта и в готовом виде монтировать на месте, причем тяжи

затяжек должны быть максимально выпрямлены и подогнаны

перед установкой на месте.
59.	При установке анкерных устройств затяжек в плитах пе¬

рекрытия, в последних пробиваются отверстия в непосредст¬

венной близости от ребер усиливаемых элементов. Одновремен¬

но в боковых или нижних гранях ребер выбивают борозды

глубиной до 25 мм и шириной в зависимости от соответствую¬

щих конструкций анкерных устройств затяжек. Анкерные

устройства устанавливаются «в сок» цементного раствора с

последующим выдавливанием излишнего раствора с таким рас¬

четом, чтобы тяжи затяжек проходили в непосредственном со¬

прикасании с боковыми гранями ребер.
60.	Установленные и плотно подогнанные конструкции за¬

тяжек привариваются к предварительно смонтированным

анкерам (см. п. 59), после чего все пробитые отверстия и бо¬

розды заделываются бетоном. Бетон для заделок желательно

применять на расширяющемся цементе.
61.	При неплотных примыканиях тяжей затяжек к подклад¬

кам-подпоркам они подклиниваются. Чтобы избежать таких не¬

желательных подклинок, рекомендуется заводить сначала под¬
332

кладки-подпорки в средине затяжки, разводя их в стороны к

местам перегиба тяжей-
Производя такую разводку подпорок, в нужных случаях де¬

лают некоторую подтеску нижней поверхности усиливаемого

элемента.
62.	Предварительное напряжение сг0 в затяжках усиления

создается путем взаимного стягивания ветвей тяжей и прида¬

нием им уклона, подтягиванием тяжей затяжек к усиливае¬

мому элементу или отжатием их от этого элемента. Определе¬

ние степени напряжения тяжей может устанавливаться по

графику рис. 58.
Величина необходимого предварительного напряжения в тя¬

жах затяжек — 0о определяется расчетом как разность между

расчетным сопротивлением материала затяжек — m0Ra и на¬

пряжением в тяжах затяжек от внешних воздействий а по

формуле (195).
63.	Предварительное напряжение в тяжах затяжек произво¬

дится после затвердения бетона в заделке анкеров, т. е. не ра¬

нее семи суток после укладки бетона.
64.	При натяжении затяжек двумя болтами их следует за¬

тягивать одновременно, по-возможности, на одинаковое число

оборотов гаек.
65.	При тонких ребрах усиливаемых элементов или боль¬

ших пролетах конструкций, когда наличного сближения тяжей

недостаточно для создания в них нужного напряжения, следует

широко практиковать постановку промежуточных распорок

между тяжами затяжек (рис. 51).
66- Для наибольшего обеспечения и контроля степени на¬

тяжения тяжей затяжек по их уклону следует сначала осущест¬

вить стягивание тяжей без контроля натяжения, а затем осла¬

бить стяжной болт до отхода тяжей в положение, которое они

займут в ненапряженном состоянии. Уклон тяжей при контро¬

ле напряжений следует определять от этого самопроизвольного

положения тяжей.
67.	После осуществления напряжения в тяжах затяжек, для

предотвращения ослабления гаек натяжных болтов они должны

свариваться с болтами.
68.	Статический расчет конструкций, на которых установ¬

лены затяжки усиления, производится исходя из работы таких

конструкций как комбинированных систем. Усилия в тяжах

затяжек определяются по расчетным формулам (94)--*-(105)

для горизонтальных затяжек, по расчетным таблицам с 5 по 9

для шпренгельных затяжек и по расчетным таблицам с 11 по
15 для комбинированных затяжек.
69.	Действие затяжки на усиливаемый железобетонный эле¬

мент рассматривается как внешнее усилие, определяемое по

указанным в п. 68 формулам и таблицам.

70.	Статический расчет усиленного затяжкой элемента желе¬

зобетонной конструкции следует производить по совокупности

всех внешних воздействий, включая и разгружающее влияние

затяжки усиления.
80.	Статически неопределимые железобетонные элементы

конструкций, усиливаемые затяжками, весьма эффективно рас¬

считывать с учетом перераспределения усилий, происходящих

в результате пластических деформаций. Вследствие этого мож¬

но производить усиление пролетов затяжками, обходясь без

усиления опорных и узловых сечений, снижая в них усилия до

первоначальной величины, на которую последние были запроек¬

тированы.
81.	Перераспределение изгибающих моментов на опорах и

в узловых сечениях рекомендуется производить в пределах до

30% от полученных их расчетных величин, что обуславливается

ограничением раскрытия трещин в пределах допустимых раз¬

меров.
82.	При необходимости снижение перераспределяемых

изгибающих моментов более чем на 30% возможно двумя

способами:
увеличением сечения проектируемой затяжки одного пролета;
постановкой затяжек в двух смежных пролетах, т. е. допол¬

нительной затяжки в соседнем пролете, который не подлежал

усилению, если бы не необходимость перераспределить усилия

на опоре более чем на 30%.
83.	Назначение величины опорных и узловых изгибаю¬

щих моментов при производстве перераспределения усилий для

каждого случая з^гружения элементов произвольно. Умень¬

шение опорных и узловых изгибающих моментов достигает¬

ся выбором нужной величины разгружающих опорных и

узловых изгибающих моментов и построением эпюры добавоч¬

ных изгибающих моментов, вызванных пластическими дефор¬

мациями и изменяющихся прямолинейно в каждом полете.
84.	Опорные анкерные устройства затяжек, а также все их

взаимные сочленения следует проверять на прочность в соот¬

ветствии со СНиП II-B. 3-62. Места передачи непосредствен¬

ного давления от частей анкеров затяжек на бетон железобе¬

тонных элементов проверяются на смятие по СНиП II.-В. 1-62.
Рекомендации по усилению железобетонных конструкций

преднапряженными распорками
85.	Усиление центрально и внецентренно сжатых железобе¬

тонных элементов конструкций преднапряженными распорками

двух типов (рис- 83, 84) может осуществляться с увеличением

первоначальной грузоподъемности до 150 т.
334

86.	Преднапряженные распорки выполняются только из фа¬

сонных прокатных профилей (уголков или швеллеров).
87.	Преднапряженные распорки в напряженном состоянии

должны непосредственно примыкать к граням усиливаемых

железобетонных элементов конструкций.
88.	Упорные устройства распорок рекомендуется обеспечи¬

вать от смещений и упирать в конструкции, непосредственно

примыкающие к усиливаемым колоннам, — капители, ригели,

главные балки, обрезы фундаментов.
89.	Упорные устройства состоят из отрезков листовой или

полосовой стали, усиленной ребрами жесткости, из отрезков,

уголков или швеллеров. Для установки упорных устройств рас¬

порок в гранях ригелей, балок, капителей, или обрезов

фундаментов, примыкающих к усиливаемым колоннам, уст¬

раиваются борозды путем окалывания поверхностного слоя

бетона глубиной до 25 мм и шириной соответственно конструк¬

ций упорного устройства. В эти борозды наносится слой це¬

ментного раствора и упоры ставятся «в сок», выдавливая из¬

лишний раствор. Упорные устройства устанавливаются по ва¬

терпасу.
90.	Продольные элементы раопорок должны иметь макси¬

мальные площади соприкасания с упорными устройствами, что

достигается приваркой к концевым частям элементов распорок

специальных упорных планок. Площадь соприкасания поверх¬

ностей упорных планок с упорными устройствами должна быть

не менее F0, причем толщина упорных планок должна быть не

тоньше 15 мм.
91.	Предварительное напряжение в распорках создается на

монтаже путем их установки с перегибом в средине высоты и

последующим выпрямлением. Предварительное сжатие раопорок

надежно их включает в совместную работу с усиленными колон¬

нами.
Упорные планки распорок должны плотно примыкать к упор¬

ным устройствам и на период монтажа распорки вверху и внизу

связываются специальными монтажными крепежными болтами

минимальным диаметром 16 мм.
92.	Для обеспечения монтажного перегиба распорок на

их средине целесообразно делать прорези в 'боковых полках

продольных элементов. К лицевым полкам распорок рекомен¬

дуется после их выпрямления приваривать накладки, компен¬

сирующие сделанные прорези.
93.	Соединительные планки распорок рекомендуется при¬

менять толщиной 6 мм и шириной не менее 80 мм, а натяжные

болты диаметром не менее 20 мм.
94.	Для обеспечения плотного соприкасания упорных пла¬

нок распорок с упорными устройствами нижняя планка скреп¬

ляется с распорками на болтах, продетых в овальные дыры.
335

После такой пригонки нижняя упорная планка приваривается

к распорке и 'производится выпрямление распорок и придание

им предварительного напряжения.
95.	Операция взаимного стягивания ветвей двусторонних

распорок или подтягивания односторонних распорок к грани

колонны осуществляется заворачиванием гаек на натяжных

болтах, установленных в местах перегиба распорок.
96.	Соединительные боковые планки двусторонних распорок

и крепежные боковые планки односторонних распорок привари¬

ваются к боковым полкам -распорок после их выпрямления

и создания в них предварительного напряжения.
97.	Расчет 'центрально и внецентренно сжатых элементов

железобетонных конструкций, усиленных 'преднапряженными

распорками, ведется исходя из условий их совместной работы,

что надежно гарантируется 'Предварительным напряжением

сжатия распорок, создаваемым на монтаже (п. 91). Этот рас¬

чет усиленных элементов производится по расчетным форму¬

лам (197) —(211).
98.	Расчет собственно конструкции преднапряженных распо¬

рок ведется по полной величине добавочных усилий, которые

не могут быть восприняты железобетонными элементами без

надлежащего их усилия. Распорки рассчитываются на ука¬

занную расчетную нагрузку как составные металлические

элементы, работающие на центральное сжатие по СНиП II-B.

3-62.
99.	Распорками могут усиливаться только сжатые зоны же¬

лезобетонных элементов конструкций.
100.	Во внецентренно сжатых железобетонных элементах

конструкций, работающих с двухзначными изгибающими мо¬

ментами и усиливаемых вследствие этого двухсторонними рас¬

порками, расчет последних ведется для каждого случая дейст¬

вия изгибающего момента одного знака. Расчет производится из

предположения работы в каждом случае только одной распорки,

расположенной со стороны соответствующей сжатой зоны уси¬

ливаемого элемента.
101.	Распорки усиления при их монтаже и выпрямлении (для

создания предварительного напряжения) следует рассчитывать

как металлические составные центрально сжатые элементы по

СНиП II-B.3-62. В этом расчете свободная длина ветви р»ас-

гюрки принимается равной половине ее полной длины от опор¬

ного концевого сечения до места перегиба, где располагается

стяжное устройство.
102.	Упоры распорок и все их сочленения рассчитываются

по СНиП II-B. 3-62. Места передачи непосредственного давле¬

ния от упорных конструкций распорок на бетон железобетон¬

ных элементов рассчитываются на смятие по СНиП II-B. 1-62.
103.	Величина перегиба распорок назначается по соответ-
ч
ззе

ствующему уклону по графику рис. 58. Предварительное (рас¬

четное) напряжение сжатия в распорках должно 'находиться

в пределах от 600 до 1000 кг!см2.
Рекомендации по усилению консольных конструкций
104.	Усиление консольных железобетонных конструкций мо¬

жет осуществляться с помощью диагональных пр-еднапряжен-

ных затяжек подвесных металлических приспособлений и пред¬

напряженных наклонных стержней (рис. 93 и 94)-
105.	Диагональные преднапряженные затяжки должны быть

заанкерены внизу на конце консоли и вверху на опоре за

гранью консоли.
106.	Диагональные преднапряженные затяжки должны при¬

мыкать к боковым граням консоли, а создание в тяжах затя¬

жек предварительного напряжения достигается путем оттяжки

тяжей к нижней грани консолей. Натяжение болтов должно

вестись одновременно на обеих сторонах консоли.
107.	В местах захвата диагонального тяж.а натяжным бол¬

том на тяж наваривается упор против скольжения натяжного

болта.
108.	При усилении коротких консолей подвесными приспо¬

соблениями, последние закрепляются системой хомутов под

углом, чтобы создать несмещаемость подвесок. Натяжение на¬

клонных хомутов создается гайками на их нарезных концах,

причем впоследствии производится заварка гаек с хомутами.

В .местах возможного смятия бетона устраиваются распреде¬

лительные подкладки.
109.	При усилении коротких консолей наклонными предна¬

пряженными стержнями сначала устанавливаются на цемент¬

ном растворе окаймляющие уголки, связанные между собой, а

затем к ним привариваются парные наклонные стержни, парал¬

лельные между собою. Напряжение в наклонных стержнях

создается их взаимным стягиванием специальными болтами с за¬

хватами. Фиксированное положение натяжных болтов созда¬

ется приваркой к наклонным стержням коротышей. Натяжение

стержней, чтобы включить их в работу, производится одновре¬

менно с обеих сторон консоли.
110.	Расчет консолей, усиленных диагональными преднапря¬

женными затяжками, производится исходя из положения, что

консоль обращается во внецентренно сжатый элемент благода¬

ря приданию тяжам диагональных затяжек предварительного

напряжения.
Статический расчет производится по формулам (214) и

(214, а).	*
Предварительное напряжение в диагональной затяжке опре¬

деляется по формуле (213).
111.	Расчет подвесных приспособлений конструкций усиле¬

ния коротких консолей производится соответственно по на¬
337

грузкам, приходящимся на эти элементы конструкций усиле¬

ния.
112.	Расчет преднапряженных наклонных стержней произ¬

водится по формуле (200) на полное воспринятие добавочной

нагрузки. Величина предварительного напряжения m0Ra прини¬

мается величиной ют 600 до 1000 кг!см2. Коэффициент условий

работы стержней принимается т0 = 0,9.
Рекомендация по усилению железобетонных конструкций
на поперечные силы
ИЗ. Усиление изгибаемых железобетонных элементов кон¬

струкций на поперечные силы осуществляется посредством

преднапряженных поперечных стержней и поперечных планок

(рис- 96).
114.	Поперечные стержни устанавливаются снаружи усили¬

ваемой конструкции и привариваются к окаймляющим угол¬

кам, которые предварительно укладываются на цементном раст¬

воре и связываются между собою поперечными соединитель¬

ными стержнями.
115.	Для включения поперечных стержней в работу с изги¬

баемым элементом они попарно стягиваются между собой

болтами-стяжками с захватами. Предварительное напряжение

в поперечных стержнях создается в предедах 500—800 кг!см2

и контролируется по их уклону по графику рис. 58.
116.	Поперечные планки из полосовой стали устанавлива¬

ются по бокам усиливаемых на поперечные силы изгибаемых

железобетонных элементов конструкций. С этой целью в обеих

боковых гранях элементов пробиваются борозды глубиной до

25 мм с оголением крайних стержней верхней и нижней арма¬

туры. Эти борозды заполняются наброской цементным раст¬

вором и в них вдавливаются заготовленные отрезки планок,

которые затем привариваются вверху и внизу к оголенной арма¬

туре, после чего борозды заделываются цементным раствором.
117.	Минимальный диаметр преднапряженных поперечных

стержней может приниматься 10 мм, а толщина поперечных

планок 6 мм.
118.	Расчет преднапряженных поперечных стержней и по¬

перечных планок на воспринятие ими усилий от поперечных

сил производится так же, как обычных поперечных стержней,

находящихся внутри сечения элементов, по формуле (64), фор¬

муле (65) и формуле (66) СНиП II-B. 1-62, при этом для пред¬

напряженных поперечных стержней принимается коэффициент

условий работы то = 0,9.
119.	Расчет преднапряженных поперечных стержней на вос¬

принятие ими усилий от поперечных сил в поврежденных из¬

гибаемых элементах, при наличии в последних наклонных тре¬

щин, производится по формуле (212).
338

Приложение
Таблица для расчета прямоугольных и тавровых сечений

элементов из бетона и стали любых марок
а
Го
То
А0
а
Го
То
Ао
0,01
10,00
0,995
0,010
0,29
2,01
0,855
0,248
0,02
7,12
0,990
0,020
0,30
1,98
0,850
0,255
0,03
5,82
0,985
0,030
0,31
1,95
0,845
0,262
0,04
5,05
0,980
0,039
0,32
1,93
0,840
0,269
0,05
4,53
0,975
0,048
0,33
1,90
0,835
0,275
0,06
4,15
0,970
0,058
0,34
1,88
0,830
0,282
0,07
3,85
0,965
0,067
0,35
1,86
0,825
0,289
0,08
3,61
0,960
0,077
0,36
1,84
0,820
, 0,295
0,09
3,41
0,955
0,085
0,37
1,82
0,815
0,301
0,10
3,24
0,950
0,095
0,38
1,80
0,810
0,309
0,11
3,11
0,945
0,104
0,39
1,78
0,805
0,314
0,12
2,98
0,940
0,113
0,40
1,77
0,800
0,320
0,13
2,88
0,935
0,121
0,41
1,75
0,795
0,326
0,14
2,77
0,930
0,130
0,42
1,74
0,790
0,332
0,15
2,68
0,925
0,139
0,43
1,72
0,785
0,337
0,16
2,61
0,920
0,147
0,44
1,71
0,780
0,343
0,17
2,53
0,915
0Д55
0,45
1,69
0,775
0,349
0,18
2,47
0,910
0,164
0,46
1,68
0,770
0,354
0,19
2,41
0,905
0,172
0,47
1,67
0,765
0,359
0,20
2,36
0,900
0,180
0,48
1,66
0,760
0,365
0,21
2,31
0,895
0,188
0,49
1,64
0,755
0,370
0,22
2,26
0,890
0,196
0,50
1,63
0,750
0,375
0,23
2,22
0,885
0,203
0,51
1,62
0,745
0,380
0,24
2,18
0,880
0,211
0,52
1,61
0,740
0,385
0,25
2,14
0,875
0,219
0,53
1,60
0,735
0,390
0,26
2,10
0,870
0,226
0,54
1,59
0,730
0,394
0,27
2,07
0,865
0,234
0,55
1,58
0,724
0,400
0,28
2,04
I
0,860
0,241
М = A0RnbfiQ
_х	RaFa
а~ h0 = Rubho
‘■-«VIE
М
Fa=abh0 ^a= ^аЛо
339

ЛИТЕРАТУРА
1.	Наркомстрой. Инструкция по усилению железобетонных конструк¬

ций И54-41. Стройиздат, 1942.
2.	Литвинов И. М. Усиление и восстановление железобетонных

конструкций. Стройиздат, 1942.
3.	О н у ф р и е в Н. М. Усиление железобетонных конструкций измене¬

нием их конструктивной схемы. Стройиздат, 1949.
4.	О н у ф р и е в Н. М. Простые способы усиления железобетонных

конструкций промышленных зданий. Стройиздат, 1958.
5.	Muller S. — Baiipolizei und Einsturzunfalle —Betor und Eisen I Engan-

ziingsheft zum Iargang 1912.
6.	„Armirter Beton" — 1914. S. 138— 144 — Widerherstellung — Sarbteln

in Eisenbetonbau.
7.	Г в о з д е в А. А., Васильев А. П., Д м и т р и е в С. А. Изуче¬

ние сцепления нового бетона со старым. ОНТИ, 1936.
8.	Шаров Н. Ф. — «Метрострой», 1938, № 2.
9.	Пинаджян В. В. К вопросу усиления изгибаемых железобетон¬

ных конструкций. Изд. АН Арм. СССР, Ереван, 1947.
10.	Василевский В. Ф. Методы ремонта и усиления железобетон¬

ных балочных конструкций. Труды ЦНИС НКПС, Трансжелдориздат, 1940.
11.	Казей И. И. Усиление железнодорожного балочного железобе¬

тонного моста. Труды ЦНИИС НКПС, Трансжелдориздат, 1940.
12.	Сахновский К. В. Железобетонные конструкции. Стройиздат,

1959.
13.	Гвоздев А. А. Восстановление железобетонных сооружений и кон¬

струкций. В кн.: «Материалы технической конференции по восстановитель¬

ному строительству» (Наркомстрой), 1944.
14.	Указания по восстановлению промышленных зданий. Главстрой-

проект НКС, 1944.
15.	Гвоздев А. А. Восстановление основных конструкций капиталь¬

ных зданий и сооружений. Стройиздат, 1947.
16.	Михайлов В. В. Восстановление железобетонных конструкций

с применением расширяющегося цемента. Стройиздат, 1945.
17.	П и н а д ж я н В. В. К вопросу усиления железобетонных конструк¬

ций. — «Строительная промышленность», 1948, № 3.
18.	Стрункин А. Д. Исследования работы железобетонных балок,

усиленных стальными шпренгелями. — «Строительная промышленность»,
1951, № 6.
19.	Norman Daveg — Construction Yointson Concrete Bonding New

Concrete to Old.
20.	K. Hager E. Nenning — Versuche ztir Feststellung der Scher-

festigkeit und aer Wasserdichtigkeit des Beton in den Arbeitsfiigen bei ver-

schiedener Ffigenbechandlung.
340

ОГЛАВЛЕНИЕ
Принятые обозначения .	. . .	3
Введение		. . .	5
Глава I. Способы усиления железобетонных конструкций ... 7
§ 1. Вклад отечественной науки и техники в решение вопросов,
связанных с усилением железобетонных конструкций	—

§ 2. Разновидности способов усиления железобетонных конст¬

рукций 		 9
Глава II. Разгружающие и заменяющие конструкции	12
§ 3. Разгружающие и заменяющие конструкции при реконст¬

рукциях промышленных объектов ....	—

§ 4. Особенности расчета разгружающих конструкций .	21

§ 5. Примеры осуществленных усилений с помощью разгружаю¬

щих конструкций ........	33
Глава III. Конструкции обойм, рубашек и наращиваний ... 37
§ 6. Усиление посредством конструкций в виде обойм, рубашек
и наращиваний (набетонок) 		—
§ 7. Особенности проектировния усилений элементов железобе¬

тонных конструкций посредством обойм, рубашек и нара¬

щиваний 	50
§ 8. Примеры осуществленных усилений конструкций обойма¬

ми, рубашками и наращиваниями (набетонками)	61
Глава IV. Дополнительные жесткие опоры	68
§ 9. Усиление изгибаемых элементов посредством дополнитель
ных жестких опор	.... .... —
§ 10. Особенности проектирования и расчета дополнительных
жестких опор ... ....	76
§ 11. Примеры осуществленных усилений с помощью дополни¬

тельных подведенных жестких опор ....	83
Глава V. Дополнительные упругие опоры ....... 89
§ 12. Усиление изгибаемых элементов посредством промежуточ¬

ных упругих опор	—
§ 13. Расчетные формулы для проектирования упругоопорных
конструкций усиления 	 89
§ tl4. Особенности проектирования и расчета упругоопорных кон¬

струкций усиления		110
§ 15. Примеры выполненных усилений посредством упругоопор¬

ных конструкций	128
341

Глава VI. Преднапряженные затяжки усиления	132
§ 16. Усиление изгибаемых элементов посредством преднапря¬

женных горизонтальных, шпренгельных и комбинирован¬

ных затяжек	—
§ 17. Расчетные формулы и таблицы для проектирования пред¬

напряженных горизонтальных, шпренгельных и комбини¬

рованных затяжек усиления 		148
§ 18. Особенности проектирования и расчета преднапряженных
затяжек усиления различных типов ..... 185

§ 19. Примеры выполненных конструкций усиления с примене¬

нием преднапряженных затяжек различных типов . . 203
Глава VII. Усиление затяжками статически неопределимых конструкций 215
§ 20. Методы проектирования усилений преднапряженными за¬

тяжками изгибаемых статически неопределимых железобе¬

тонных конструкций ... ... . —

§ 21. Примеры проектирования затяжек при усилении статиче¬

ски неопределимых конструкций		218
Глава VIII. Преднапряженные распорки усиления	241
§ 22. Усиление колонн посредством преднапряженных распорок
усиления 	 —
§ 23. Особенности проектирования и расчета преднапряженных
распорок усиления колонн 	 247
§ 24. Примеры выполненных усилений колонн преднапряженны¬

ми распорками ...... ... 263
Г лава IX. Некоторые приемы усиления в специальных случаях рекон¬

струкций 	270
§ 25. Способы усиления различных консольных конструкций . —

§ 26. Усиление изгибаемых конструкций на восприятие попереч¬

ных сил	279
§ 27. Примеры выполненных усилений изгибаемых элементов по
поперечной силе .... ..... 283

§ 28. Усиление фундаментов с применением преднапряженной
арматуры и предварительным обжатием грунта . . . 285

§ 29. Увеличение жесткости конструкций в целях их усиления 289

§ 30. Усиление большепролетных конструкций на трещиностой-
кость				 293
Г лава X. Экспериментальные исследования	296
§ 31. Экспериментальные исследования усилений посредством
рубашек и наращиваний .... ... —

§ 32. Экспериментальные исследования усилений посредством

преднапряженных затяжек на статически определимых и

неопределимых конструкциях в лабораторных и производ¬

ственных условиях .... .... 300

§ 33. Экспериментальные исследования преднапряженных рас¬

порок усиления			311
§ 34. Экспериментальные исследования усиления посредством
преднапряженных поперечных стержней . . . .315
Глава XI. Технико-экономические вопросы и рекомендации при уси¬

лении конструкций	320
§ 35. Некоторые технико-экономические показатели эффективно¬

сти усилений упругоопорными системами и преднапряжен¬

ными конструкциями затяжек и распорок .... —

§ 36. Рекомендации к усилению элементов железобетонных кон¬

струкций .....		325
Приложение	. . .	.	.	. 339
Литература. 		340
342

УДК 624.012.4Г)
В книге рассматриваются различные практические

способы усиления железобетонных конструкций, выпол¬

няемые как при реконструкциях промышленных объектов,

в процессе их капитального переоборудования, так и при

модернизации производств, проводимой в эксплуатацион¬

ный период без остановки предприятий.
Одновременно приводятся способы расчета усиления

железобетонных конструкций, включая статически неопре¬

делимые системы с учетом перераспределения усилий, да¬

ются расчетные формулы и таблицы для упрощения проек¬

тирования таких усилений вместе с расчетными примера¬

ми, а также иллюстрируются многочисленные произведен¬

ные в натуре усиления конструкций промышленных объек¬

тов.
Кратко излагаются проводившиеся экспериментальные

исследования и приводятся рекомендации по усилению

конструкций, выработавшиеся на основе длительного

опыта таких реконструктивных работ.
Книга предназначена для практического руководства

инженеров и техников, при проектировании и. выполнении

работ по усилению и частично при исправлении железобе¬

тонных конструкций.

Николай Михайлович Онуфриев
УСИЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИИ

ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ
План выпуска 1965 г.
Стройиздат, Ленинградское отделение

Ленинград, пл. Островского, 6
Редактор издательства Н. Н. Диепрова

Технический редактор С. Л. Ш а п и р о

Корректоры Э. Е. Закошанская, В. А. Ануфриева
Сдано в набор 11/ХИ 1964 г.	Подписано к печати 22/V 1965 г.
М-07605 Формат бумаги 60x90‘/ie« Бум. л. 10,75. Печ. л. 21,5

Учетно-изд. л. 22,63 Тираж 9000 экз. Изд. № 785 Л Заказ № 1992
Цена 1 р. 23 к.
Ленинградская типография Nt 4 «Главполиграфпрома»

Государственного комитета Совета Министров СССР по печати,
Марата, 58.

ВНИМАНИЮ ПРОЕКТИРОВЩИКОВ

И ПРОИЗВОДСТВЕНИКОВ!
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ СТРОИИЗДАТА

ВЫПУСКАЕТ В 1965 ГОДУ:
М. Е. ЛИПНИЦКИИ И ДР.
Железобетонные пространственные покрытия зданий
Объем 25 л.	Ориентир, цена 1 руб. 30 когт.
В книге содержатся материалы по обобщению и систематиза¬

ции отечественного и зарубежного опыта проектирования и возве¬

дения пространственных тонкостенных железобетонных и армоце-

ментных оболочек, а также висячих конструкций. Излагаются прин¬

ципы расчета проектирования, методы индустриального изготовле¬

ния и монтажа пространственных конструкций, приводятся примеры

и рекомендации практических методов проектирования и расчета

разнообразных видов пространственных конструкций покрытий;

дается технико-экономический анализ принятых решений.
Книга выпускается в помощь строителям и проектировщикам

пространственных конструкций.
В. Ф. ИВАНОВ И А. В. РОТ
Конструкции зданий и сооружений
Объем 38 л.	Ориентир, цена 1 руб. 53 коп.
В книге рассматриваются стальные, железобетонные, деревян¬

ные и каменные конструкции промышленных и гражданских зданий;

приводятся основы расчета и конструирования строительных кон¬

струкций; излагаются основы методики проектирования конструкций

зданий-
Книга является учебником для студентов строительных вузов

по специальности «Архитектура», а также может служить пособием

для студентов строительных специальностей, архитекторов, инже-

неров-проектировщиков и строителей-производственников.
(Объявлено в темплане Стройиздата 1964 г., № 14. Заказы сле¬

дует возобновить).
Предварительные заказы принимают все магазины местных кни¬

готоргов.
В случае отказа в приеме просьба сообщить JI. О. Стройиздата

по адресу: Ленинград, Д-11, пл. Островского, д. 6.

ОПЕЧАТКИ
Напечатано
Следует читать
16
25|
57
60
83
84
99
101
109
115
124
126
128
142
144
149
151
155
156
157

159
10	снизу
7	сверху
8	»
11	»
14—15 »
17 »
9 »
3—6 снизу
Табл. 1
формула (86)
(87)
15 сверху

5 снизу
8 сверху
1	»
14 снизу
8	сверху
13 »
5	»
19 снизу

8—10 сверху
Рис. 53

3 сверху
6	снизу

3' сверху
7	»
9	снизу
а — с расположением пе¬

рекрытия сверху; б —

с расположением пере¬

крытия снизу

...0,45

= 244 * 108 кг/см2
—	223-108 кг/см2

одинаковой
г
^ a
подчеркнутые

выполнена в среднем прв-
лете	(рис. 29),
а в крайних пролетах

посредством металличе¬

ских хомутов

/
а ----- —
2
I
а = —
3
_ XI3 |
~ №х

0,75 X/3 ,
~ 2 (2К + 3)
Naezx
h0ezx
г и
§ 17
(рис. 45, б и 46, а и 47).
В комбинированных че¬

тырехстержневых за¬

тяжках между двумя

рядами парных тяжей

ставятся подкладки,
которые
М0 = xh

FoEq

= l-bi +
= 1
2,94ef

= l»i +
а — с расположением свер¬

ху перекрытий; б —

с расположением снизу

перекрытий

...0,15

= 244-108 кгсм2

= 223-108 кгсм2

одиночной
большие

выполнена в пролете . . .

(рис. 29)
а - - —
3
1
а = —
2
XI8
48Bi +
_ 0,75Х/
“ 2(2К + 3)

Ncezx
h0ezi
К
/2 sin a-sin 2а
Ги/
§ 36, п. 84
(рис. 45, б, в, 46, а и 47),

которые .....
М. о — Л с

F о^а
—	—1 +

—1 . . . .

2,94£6F

= —1Вх 4-

Продолжение
Стр
Строка
Напечатано
/
Следует читать
159
1 снизу
= 1
= —1
164
6 сверху
—6,66Аср
—0,66/кр
166
9 »
Ч
а
167
10 »
еа^о
Ёц F о
170
14 »
= 0,340С tg at
= 0,340S tg а
171
14 »
= l*i -f
= +
176
22 »
= +
= -1*! +
219
8 снизу
рис. 74
рис. 75
9 »
Рис. 78 под
рис. 75
рис. 74
рисунком
79, в и 79, г
79, в и 78, г
225-
1 строка снизу
5 »
78, е и 79, а
77, е и 78, а
11 »
70, а
78, а
12 »
78, в
77, в
2£7
14 снизу
cR и
cR„bh
228
13 »
E*h
EaF0h
230
Рис. 79 под-
рисунком ’
78, г
77, г
4 строка снизу
236
15 сверху
р — 1,3 т/м
р q = 2,6 т/м
248
9 »
-j- m0 2RaFa)
+ то 2/?а^о)
255
15 »
Т
Т
^
262
7 »
+ А" =
+ а" =
272
27 »
рис. 99, г),
рис. 93, г).
278
3 »
М2
М
282|
f
10 »
рис. 198
рис. 98
1
3 и 6 снизу
(206)
(216, а)
289
18 »
усилие превосходили

сдвигающее
превосходили сдвигающее

усилие
»
16 »
> pbAd
> 1,ЗрЬдй
315
12 »
(рис. 112, а)
(рис. 114, а)
»
18 »
(рис. 113)
(рис. 114)
318
рис. 115 |
в)
б)
б)
в)
338
4 сверху
(200)
(212)
Заказ № 1992