Расчет сечения колонны по I варианту армирования 1 страница

Расчет

1. Расчетная погонная нагрузка, приходящаяся на одну плиту

b =1, 2 м:

- полная q = 10, 5 · 1, 2 = 12, 6 кН/м,

- полезная q_n = 6, 4 · 1, 2 = 7, 7 кН/м,

- от собственной массы плиты: q_d = 3, 2 · 1, 2 = 3, 8 кН/м.

2. Расчетный изгибающий момент в середине пролета свободно опертой многопустотной плиты: l_pl₀ = 6, 70– 0, 10 = 6, 60 м;

- от полной нагрузки:

- от полезной нагрузки:

кНм.

3. Вертикальная опорная реакция одной плиты:

- от полной расчетной нагрузки:

- от полезной нагрузки:

4. Горизонтальный отпор (горизонтальная опорная реакция) по торцам одной плиты от полной нагрузки за вычетом нагрузки от собственной массы плит:

где: – радиус инерции поперечного сечения многопустотной плиты; e₀ = 0, 08м (для плиты h = 0. 22 м) – эксцентриситет продольного распорного усилия H_pl относительно центра тяжести поперечного сечения многопустотной плиты.

5. Расчетный момент, действующий в середине пролета многопустотной плиты в составе диска перекрытия на стадии эксплуатации:

М_Н=M- H_pl·e₀= 68, 6-177, 6·0, 08=54, 4 кНм

6. В качестве рабочей арматуры многопустотных плит принято 4 стержня Ø 12мм из стали класса Ат800 (А_s= 4, 52·10^-4м²). Прочность сечения многопустотной плиты:

;

M_u=6, 8·10⁵·4, 52·10^-4(0, 19-1, 82·10^-2/2)=55, 6кНм > М_н=54, 4 кНм.

Прочность нормальных сечений многопустотных плит при принятом армировании обеспечена.

7. Требуемая площадь сечения нижней сквозной рабочей арматуры связевых ригелей определяется по формуле:

- для крайнего (бортового) связевого ригеля по осям А и Г крайних ячеек каркаса в пределах между осями 1 и 2 (см. рис. П1). ξ =0, 5; ω _с=0, 9; n_pl=5; R_s=450 МПа (для стали класса Ат500С) =8. 88·10^-4 м²

Принято 3 стержня Ø 20мм (А_s=9, 42·10^-4м²).

- для среднего связевого ригеля по осям Б и В крайних ячеек; ξ =1, 0; ω _с=0, 9. =1. 776·10^-3 м²

Принято 6 стержней Ø 20мм (А_s=1, 885·10^-3м²).

- для крайнего (бортового) связевого ригеля на осях А и Г в средних ячейках каркаса (между осями 2 и 3 и далее); ξ =0, 50; ω _с=0, 55.

=5, 42·10^-3 м²

Принято 3 стержня Ø 16мм Aт500C (А_s=6, 03·10^-4м²).

- для среднего связевого ригеля по осям Б и В крайних ячеек; ξ =1, 0; ω _с=0, 55. =1. 085·10^-3 м²

Принято 3 стержня Ø 22мм Aт500C (А_s=1, 14·10^-3м²).

8. По торцам каждой плиты имеются выпуски рабочей арматуры по 4 стержня диаметром 12 мм, заанкеренные в несущих ригелях. Часть распорного усилия Δ H_sp,, воспринимаемого выпусками рабочей арматуры в крайней ячейке каркаса, составляет:

Δ H_sp=β R_spl A_spl n_pl. Где: β =0, 30, n_pl=5;

Δ H_sp=0, 30·6, 8·10⁵·4, 54·10^-4·5=461, 2 кН.

9. Требуемая площадь сечения арматуры затяжек межплитных швов определяется:

;

Принято 2 стержня Ø 16мм Aт500C (А_sz=4, 02·10^-4м²).

10. Проверка крайнего несущего ригеля на действие крутящего момента

здесь: с₁= 0, 30 м; е = (0, 19+0, 04) – 0, 40/2 = 0, 03м (см. рис. 16 Указаний и рис. П1)

H_z= A_szR_s = 4, 02·10^-4·4, 5·10⁵=180, 9кН;

;

кНм;

=0, 1·14500·0, 40²·0, 5=116кНм;

31, 7+3, 7=35, 4 (кНм)≤ Т=116 кНм.

Условие соблюдено. Далее по величине поперечной силы (см. п. 3. 3. 9 Указаний) определяют требуемое поперечное армирование ригелей, а в крайнем ригеле проверяют способность его сечений с принятым армированием воспринять крутящий момент величиной Т=35, 4 кНм.

11. Верхняя арматура межплитных швов.

Требуемая площадь сечения стержневой верхней арматуры в каждом межплитном шве определяется по формуле:

;

здесь е₀ =0, 08м – эксцентриситет усилия H_pl относительно ц. т. сечения многопустотной плиты; с₁=0, 30м (см. рис. 16 Указаний) V_pl=(12, 6-3, 8)·6, 6/2=29, 0кН – опорная реакция плит от действия полной вертикальной нагрузки за вычетом нагрузки от собственной массы плиты.

Принято в каждом шве по верху по одному стержню Ø 20мм класса Ат500С (А_s=3, 142·10^-4 м²).

Кроме того, по два стержня Ø 20мм класса Ат500С установлены по верху в каркасах связевых ригелей в приопорных зонах (в пересечениях колонн).

Процент армирования верхней арматуры межплитных швов и связевых ригелей (6 Ø 20мм класса Ат500с на пролет 6, 60м) составляет:

- требуемая длина стержней верхней арматуры межплитных швов и связевых ригелей от грани ригеля определяется по формуле:

x_st =x₀+l_on= - +

Здесь:

x₀=- =- =0, 53м;

l_on=1, 5 (0, 50·450/14, 5 +8)·0, 02=0, 70 (все обозначения приняты по СНиП2. 03. 01-84*), θ _sh=1, 5 – коэффициент, учитывающий условия работы арматуры в межплитном шве.

x_st=0, 53+0, 70 =1, 23м.

Полная длина верхних стержней, размещаемых в межплитных швах, поперек крайнего (бортового) несущего ригеля с учетом заделки в бетоне этого ригеля составляет:

L_st₁= x_st+b_w₁=1, 23+0, 50=1, 73м.

Полная длина верхних стержней, размещаемых в межплитных швах, поперек средних несущих ригелей:

L_st₂₁= 2x_st+b_w₁=2·1, 23+0, 50=2, 96м.

12. Стык торца плиты с несущим ригелем.

12. 1. Поперечное армирование межпустотных стенок сборных плит. В поперечном сечении у торцов плит размещено 4 вертикальных плоских сварных каркаса с проволочной арматурой Ø 3мм Вр-I (R_sw=270 МПа).

Величина поперечной силы от полной расчетной нагрузки

Q=V_pl_∑=42, 2 кН.

Поперечное армирование на длине 2, 5h₀=0, 45м от торцов плит составляет: ==1, 70·10^-4м²;

Принято 24 Ø 3мм Вр-I (А_sw=1, 70·10^-4 МПа).

Поперечная вертикальная проволока 6 Ø 3мм Вр-I в каждом плоском сварном каркасе размещена с шагом 80 мм. В этом случае отрыв верхней полки и разрыв межпустотных стенок плиты исключены.

12. 2. Прочность бетонных шпонок несущего ригеля при действии полной расчетной вертикальной нагрузки будет обеспечена при соблюдении условий:

а) на смятие бетона шпонки Q= V_pl ≤ η R_bda_shn_sh

здесь: η =0, 75; d=0, 159м; a_sh=0, 100м; n_sh=6 шпонок

η R_bda_shn_sh=0, 75·1, 45·104·0, 159·0, 1·6=1037кН > > V_pl_∑=42, 2 кН

прочность шпонок на смятие обеспечена.

б)на срез бетона шпонок:

Q= V_pl ≤ 2η R_btd²n_sh; R_bt=1, 05 МПа (бетон В25)

2η R_btd²n_sh =2·0, 75·1, 05·10³·0, 159²·6=238, 9кН > V_pl_∑=42, 2 кН

прочность бетона шпонок на срез обеспечена.

При бетоне В20 (R_bt=0, 90МПа) прочность шпонок на срез составляет: 2·0, 75·900·0, 159²·6=204, 8кН > V_pl_∑=42, 2 кН.

При производстве работ поддерживающие устройства под перекрытием (по условиям прочности стыка плит с несущими ригелями) могут быть демонтированы при достижении монолитным бетоном ригелей прочности, соответствующей классу В20.

Пример 2

По данным примера 1 рассчитать те же параметры перекрытия каркаса на рис. П1. для случая применения в его составе многопустотных плит безопалубочного формирования, представленных на рис. П2. Многопустотные плиты выполнены из бетона класса В30 (R_b=17 МПа, R_bt=1, 2 МПа), содержат в поперечном сечении по 8 овалоидальных сквозных пустот. Плиты снабжены только продольной рабочей арматурой в виде проволок класса В-II диаметром 5мм (R_s=1110МПа). Поперечное армирование межпустотных ребер (стенок) отсутствует.

Полная вертикальная расчетная нагрузка на перекрытие g=10, 7 кПа, в т. ч. полезная g_n=6, 4 кПа. Нагрузка от собственной массы плиты g_d=3, 6 кПа.

Рис. П2. Многопустотная плита безопалубочного формования
а – вид сверху и поперечное сечение плиты, б – межплитный шов; 1 – многопустотная плита, 2 – армирование межплитного шва (размер в мм)

Расчет

1. Расчетная погонная нагрузка, приходящаяся на одну плиту шириной b =1, 2 м:

- полная q = 10, 7 · 1, 2 = 12, 8 кН/м,

- полезная q_n = 6, 4 · 1, 2 = 7, 7 кН/м,

- от собственной массы плиты: q_d = 3, 4 · 1, 2 = 4, 1 кН/м.

2. Расчетный изгибающий момент в среднем сечении плиты

- от полной нагрузки:

3. Вертикальная опорная реакция одной плиты от полной расчетной нагрузки:

4. Горизонтальный продольный распор, возникающий при изгибе по торцам плиты:

где: ; e₀ = 0, 08м.

5. Полный расчетный момент, действующий в среднем сечении плиты при работе ее в составе перекрытия:

М_I=M_∑- H_pl·e₀= 69, 9-176, 1·0, 08=55, 8 кНм.

6. Прочность поперечного сечения плиты, содержащего 14 проволок Ø 5мм класса В-II (R_s=1110 МПа, А_s= 2, 772·10^-4м²) при бетоне класса В30 (R_b=17МПа) составляет:

;

M_u==1, 11·10⁶·2, 77·10^-4(0, 19-1, 56·10^-2/2)=56, 1кНм > М_I=55, 8 кНм. Прочность поперечного сечения многопустотных плит обеспечена.

7. Площадь сечения нижней сквозной рабочей арматуры связевых ригелей определяется по формуле:

- для крайнего (бортового) связевого ригеля по осям А и Г (см. рис. П1) крайних ячеек каркаса в пределах (между осями 1 и 2).

ξ =0, 5; ω _с=0, 9; n_pl=5 плит; R_s=450 МПа (для стали класса Ат500С) =8. 80·10^-4 м²

Принято 3 стержня Ø 20мм Ат500С (А_s=9, 42·10^-4м²).

- для среднего связевого ригеля крайних ячеек(оси Б и В); ξ =1, 0; ω _с=0, 9. =1, 761·10^-3 м². Принято 6 стержней Ø 20мм из стали класса Ат500С (А_s=1, 885·10^-3м²).

- для крайнего (бортового) связевого ригеля в средних пролетах (между осями 2 и 3 и далее на рис. П1); ξ =0, 50; ω _с=0, 55.

=5, 38·10^-4 м²

Принято 3 стержня Ø 16мм Aт500C (А_s=6, 03·10^-4м²).

- для среднего связевого ригеля в средних ячейках;

ξ =1, 0; ω _с=0, 55. =1, 076·10^-3 м²

Принято 3 стержня Ø 22мм Aт500C (А_s=1, 14·10^-3м²).

8. В связи с нечетным количеством многопустотных плит в ячейках (5 шт), арматурные затяжки в крайних ячейках размещены в двух средних межплитных швах. Площадь сечения арматуры затяжек, располагаемых по низу межплитных швов, определяется: ==7, 25·10^-4 м²

Принято 2 стержня Ø 22мм Aт500C (А_s=7, 60·10^-4м²).

9. Проверка крайнего (бортового) несущего ригеля (по оси 1 на рис. 1П) на кручение

здесь: с₁=0, 30 м; е=0, 03м;

H_z= A_szR_s = 7, 60·10^-4·4, 5·10⁵=342кН;

кНм;

=0, 1·14500·0, 40²·0, 5=116кНм;

32, 2+8, 1=40, 3 (кНм)≤ Т=116 кНм.

Условие обеспечено. Количество поперечной арматуры в несущих ригелях определяют из условия прочности наклонных сечений на действие поперечных сил. В крайних несущих ригелях, кроме того, расчетом проверяют способность сечений с принятым армированием воспринять крутящий момент

Т=40, 3 кНм.

10. Требуемая площадь сечения верхней арматуры в каждом межплитном шве у несущих ригелей определяется по формуле:

;

здесь е₀ =0, 08м; с₁=0, 30м, h₀'⁼0, 19м

Принято 1 Ø 22 мм класса Ат500С (А_s=3, 801·10^-4 м²).

Процент армирования верхней арматуры межплитных швов составляет:

11. Длина стержней верхней арматуры, размещенных в межплитных швах от грани несущего ригеля, определяется по формуле:

x_st =x₀+l_on= - +

Здесь:

x₀=- =- =0, 53м;

l_on=1, 5 (0, 50·(4, 5·10⁵/1, 45·10⁴)+8)·0, 022=0, 78м (СНиП2. 03. 01-84* п. 14), x_st=0, 53+0, 78 =1, 31 м.

Полная длина верхних стержней межплитных швов над крайним (бортовым) несущим ригелем составляет:

L_st₁= x_st+b_w₁=1, 31+0, 50=1, 81м

где: b_w₁=0, 50м – ширина сечения ригеля.

Длина верхних сквозных стержней межплитных швов над средними несущими ригелями составляет:

L_st₂₁= 2x_st+b_w₁=2·1, 31+0, 50=3, 12м.

В каркасах связевых ригелей, если на них непосредственно не приложена дополнительная нагрузка, по верху (в сечениях стыков с колоннами) также устанавливают по 2 стержня диаметром 22 мм из стали Ат500С с длиной, определенной в настоящем пункте примера. Наличие дополнительной нагрузки на связевый ригель рассмотрено ниже в п. 12. 2, а также в примере 3.

12. Стык торца плиты с несущим ригелем.

Многопустотные плиты безопалубочного формования не содержат поперечного армирования, поэтому поперечное армирование в приопорных зонах должно быть предусмотрено в межплитных швах и смежных связевых ригелях.

12. 1. Межплитные швы у торцов плит на длину 2, 5h₀=2, 5·0, 19 =0, 46м (" критический пролет среза" ) от грани несущего ригеля должны содержать поперечное армирование, заанкеренное понизу и поверху.

Принято поперечное армирование в виде плоских сварных сеток из проволоки Ø 5мм класса Вр-I (R_sw=260 МПа).

Требуемая площадь сечения поперечной арматуры определяется: ==2, 06·10^-4м²;

где: α ₁=0, 8; Q=V_pl=42, 9 кН.

Принято 11 проволок Ø 5мм Вр-I (А_sw=2, 18·10^-4 МПа), установленных с шагом 50мм, вдоль межплитных швов от грани несущего ригеля.

12. 2. В арматурных каркасах связевых ригелей также требуется разместить поперечную арматуру. Приняты хомуты из стали класса А-III, количество и сечение хомутов определяют согласно СНиП 2. 03. 01-84* по величине поперечной силы, приходящихся на связевые ригели.

На крайнем связевом ригеле размещена однослойная поэтажно опертая наружная стена толщиной b_wb=0, 6м. Стена с высотой на этаж h_wb= 3, 0-0, 22=2, 8м выполнена в виде кладки из ячеистобетонных камней и имеет плотность γ _w₆=600кг/м³. Величина расчетной погонной нагрузки от массы наружной стены на крайний связевый ригель составляет:

q_wb=b_w₆·h_w₆·γ _w₆·g·k_f= 0. 6·2, 8·0, 6·9, 8·1, 2=11, 9 кН/м.

Нагрузка от собственной массы связевого ригеля:

q_ru= 0. 22·0, 40·2, 5·9, 8·1, 1=2, 4 кН/м.

Величина поперечной силы, действующей у колонны в крайнем связевом ригеле с пролетом в свету l₀=7, 2-0, 4=6, 8м (при величине поперечной силе, создаваемой нагрузкой на примыкающей многопустотной плите, V_pl=42. 9кН. ) составляет:

Q_ru₁= (q_wb+ q_ru)l_ru₀/2 + V_pl=(11, 9+2, 4)·6, 8/2+42. 9=91, 5 кН.

Расчетная погонная нагрузка, приходящаяся на средний связевый ригель и обе, примыкающие к нему многопустотные плиты составляет: q_ru₂=g(b_ru+2b_pl)=10, 7(0, 40+2·1, 20)=30, 0 кН/м.

Величина поперечной силы, действующей в среднем связевом ригеле у колонны Q_ru₂= q_ru₂·l_ru₀/2_l=30, 0+6, 8/2=102, 0 кН.

Поскольку значения Q_ru₁ и Q_ru₂ незначительно различаются по величине, для унификации поперечного армирования связевых ригелей в расчет вводим большее значение Q_ru= 102, 0 кН.

В приопорных зонах на четверти пролета средних связевых ригелей приняты четырехсрезные хомуты из стали Ø 8 A-III с шагом s=110мм. (R_sw=255МПа, A_sw=2, 01·10^-4м2).

Длина проекции опасной наклонной трещины согласно

СНиП 2. 03. 01-84*:

С₀= ,

где φ _b₂=2, 0; φ _n=-0, 2 ≤ -0, 8, R_bt=1, 05 МПа, b_ru =0. 4 м, h₀=0, 19м.

для крайнего связевого ригеля N₁=0, 5·5·176, 1=440, 25кН.

φ _n=-0, 2 =-1, 1, \1, 1\ > \0, 8\;

принято φ _n = - 0, 8

для среднего связевого ригеля N₂=2N₁ =880, 5 кН, φ _n = - 2, 2;

принято φ _n = - 0, 8

q_sw===466 кН/м

С₀= =0, 114 м.

Величина поперечной силы в наклонном сечении, воспринимаемая бетоном:

= =53, 2кН.

Величина поперечной силы, воспринимаемой хомутами:

Q_sw=q_sw·c₀=466·0, 114=53, 1 кН.

Величина поперечной силы, воспринимаемой в целом наклонным сечением связевого ригеля составляет:

Q = Q_b+ Q_sw= 53, 2 + 53, 1 = 106, 3 кН > Q_ru =102, 0 кН.

Прочность связевого ригеля по наклонному сечению обеспечена.

12. 3. Прочность стыка торца многопустотной плиты безопалубочного формования с несущим ригелем (см. рис. П2):

- на смятие шпонок, выполненных заодно с несущим ригелем, проверка условия:

Q= n_shR_bη ₁da_sh≥ V_pl=42, 9 кН.

Здесь: n_sh= 8шпонок, R_b = 14, 5МПа (В25), η ₁=0, 75, d=0, 093м,

a_sh =0, 10м. Q= 8·14500·0, 75·0, 093·0, 10=809, 1 кН> > V_pl=42, 9 кН

прочность шпонок на смятие обеспечена.

- на срез шпонок, проверка условия:

Q=2n_shη ₁dd₁R_bt≥ Vpl

Здесь, кроме представленных выше, d₁=0, 16м, R_bt = 1, 05МПа (В25) проектная прочность. Q=2·8·0, 75·0, 093·0, 16·1050=187, 5 кН> > V_pl=42, 9 кН прочность шпонок на срез обеспечена.

При бетоне класса В20 (R_bt =0, 90МПа) прочность шпонок на срез составляет:

Q=2· 8·0, 75·0, 093·0, 16·900=160, 7 кН> > V_pl=42, 9 кН.

При производстве работ поддерживающие устройства под перекрытием можно демонтировать после достижения бетоном несущих ригелей прочности В20 (кубиковая прочность 250 кгс/см²).

--на начальный разрыв бетона торца плиты безопалубочного формования, проверка условия: Q=2a_sh·n_stb_stR_bt≥ V_pl

здесь: глубина шпонки a_sh=0, 1м, количество межпустотных стенок n_st=9, b_st=0, 043м, R_bt =1, 2МПа (В30)

Q=2·0, 1·9·0, 043·1200=92 кН> V_pl =42, 9 кН Прочность торца плиты на начальный разрыв обеспечена.

12. 4. Площадь сечения и длина арматурных стержней, укладываемой дополнительно понизу в межплитные швы.

- площадь сечения нижней дополнительной арматуры межплитных швов: A_sd=ρ b_plh₀

здесь: ρ =1, 5·10^-3-коэффициент, b_pl=1, 20м, h₀=0, 16м – расстояние по высоте от верхней грани плиты до ц. т. дополнительной арматуры;

A_sd=1, 5·10 ^-3·1, 2·0, 16=2, 84·10^-4м².

Принят в каждом шве 1 стержень Ø 20мм (A_sd=3, 14·10^-4м²), сталь класса Ат500С.

Площадь сечения нижней рабочей арматуры многопустотной плиты A_spl=2, 74·10^-4м²< A_sd=3, 14·10^-4м².

-требуемая длина нижних стержней от грани ригеля определяется по формуле СНиП 2. 03. 01-84* с учетом условий работы их в межплитном шве (θ _sh=1, 5):

l_on==1, 5 (0, 50·450/14, 5 +8)·0, 02=0, 70м,

- полная длина дополнительных нижних стержней межплитных швов составляет: L_d₁=b_r+l_on=0, 50+0, 70=1, 20 м для стыка плит с крайним несущим ригелем;

для стыков плит со средним несущим ригелем:

L_d₂=b_r+2l_on=0, 50+2·0, 70=1, 90 м.

Пример 3

По данным примера 2 уточнить требуемое армирование крайнего (бортового) связевого ригеля, на который оперта однослойная несущая стена.

В п. 7 примера 2 из условия восприятия распора, создаваемого изгибом многопустотных плит, площадь сечения нижней сквозной рабочей арматуры для крайнего связевого ригеля принята равной 9. 42·10^-4 м²(3Ø 20мм Ат500С) при требуемой для восприятия распора площади А_s=8, 8·10^-4м². Превышение фактической площади сечения арматуры над требуемой составляет:

Δ А_s=(9. 42-8, 8)·10^-4= 6, 2·10^-5м².

В п. 11 этого же примера в приопорных сечениях связевого ригеля конструктивно установлена верхняя арматура с сечением A_s'=7, 6·10^-4м² (2Ø 22мм Ат500С) и длиной в пролете от грани несущего ригеля на 1, 31м.

В п. 12. 2 этого же примера определено, что расчетная погонная нагрузка на крайний ригель от массы наружной стены составляет q_wb=11, 9 кН/м и нагрузка от собственной массы q_ru=3, 0 кН/м. Полная погонная расчетная нагрузка, приложенная к ригелю, равна: q = q_wb+q_ru=11, 9+3, 0=14, 9 кН/м.

Проверку прочности сечений крайнего связевого ригеля производят в каждом его пролете, рассматривая ригель как защемленный по концом балочной элемент, нагруженный дополнительной погонной нагрузкой q от массы стены (рис. П3).

Рис. П3. Схема дополнительных вертикальных нагрузок на крайний связевый ригель

Расчет

1. Наибольшее значение балочного момента в середине пролета связевого ригеля от приложенной нагрузки:

==86, 1 кНм.

2. Проверяется прочность сечений ригеля при принятых размерах сечения (b=0, 40м, h=0, 22м) и принятом сечении верхнего и армирования.

2. 1. Величина момента, которую способны воспринять приопорные сечения связевого ригеля (в приопорных зонах h₀=0, 17м) при имеющемся сечении верхней арматуры

(А_s=7, 6·10^-4м²).

;

здесь: ω =0, 85-0, 008R_b=0, 85-0, 008·14, 5=0, 734; σ _sR=450МПа, σ _sc_,_u=450МПа. =0, 551;

x_u=R_sA_s^//R_bb_ru=4, 5·10⁵·7, 6·10^-4/1. 45·10⁴·0, 4=5, 9·10^-2м;

ξ _u=5, 9·10^-2/0, 17=0, 310< ξ _R=0, 551;

М_uk=R_sA_s/(h₀-x_u/2)= 4, 5·10⁵·7, 6·10^-4(0, 17-5, 9·10^-2/2)=48, 0кНм.

2. 2. Величина момента, которую способно воспринять пролетное сечение связевого ригеля (h₀=0, 19м), при имеющемся армировании(А_s=9, 42·10-4 м2):

x_u=4, 5·10⁵·9, 42·10^-4/1. 45·10⁴·0, 4=7, 31·10^-2м;

М_ul= 4, 5·10⁵·9, 42·10^-4(0, 19-7, 31·10^-2/2)=65, 0кНм

2. 3. Суммарная величина пролетного М_ul и опорного М_uk моментов составляет величину

М_ul+ М_uk=65, 0+48, 0=113кНм> М_ob=86, 1 кНм.

2. 4. Значения (М_ul+ М_uk) и М_ob близки между собой. Поскольку нижняя арматура предназначена воспринимать усилие распора, требуется или установить в расчетных сечениях дополнительную арматуру или увеличить высоту сечения дополнительно нагруженного связевого ригеля. Для крайнего (бортового) связевого ригеля наиболее целесообразно увеличить высоту сечения и изменить рабочее армирование.

3. Принята полная высота сечения крайнего связевого ригеля равной h=0, 26м с превышением верхней грани сечения ригеля на 0, 04м над верхней гранью смежных пустотных плит. В этом случае рабочая высота сечения ригеля одинаковая во всех сечениях по его длине и равна h₀=0, 23м. Предусмотрим в приопорных сечениях крайнего связевого ригеля вместо ранее принятой верхнюю рабочую арматуру в виде 3х стержней Ø 18мм Ат500с (А_s'=7, 63·10^-4м²), в пролете понизу дополнительно к 3-м сквозным стержням Ø 20мм Ат500С (А_s=9, 42·10^-4м²) установим 2 стержня Ø 12мм Ат500С (А_s=2, 26·10^-4м²), обрываемых в пролете у колонн.

3. 1. Прочность приопорных сечений связевого ригеля при 3 Ø 18мм Ат500с (А_s^/=7, 63·10^-4м²) составляет:

x_u=4, 5·10⁵·7, 63·10^-4/1. 45·10⁴·0, 4=5, 9·10^-2м;

М_ul= 4, 5·10⁵·7, 63·10^-4(0, 23-5, 9·10^-2/2)=68, 8кНм

3. 2. Прочность сечения в середине пролета при (3 Ø 20мм и 2 Ø 12мм) Ат500с (А_s=1, 168·10^-3м²)

x_u=4, 5·10⁵·1, 168·10^-3/1. 45·10⁴·0, 4=9, 05·10^-2м;

ξ _u=9, 05·10^-2/0, 23=0, 393< ξ _R=0, 55;

М_ul= 4, 5·10⁵·1, 168·10^-3(0, 23-9, 05·10^-2/2)=97, 0кНм

⇐ Предыдущая 123 4 5 6 Следующая ⇒