Расчет и конструирование железобетонных конструкций одноэтажного промышленного здания

Графика.dwg

Одноэтажное промышленное здание
Планразрезыnколонна К-1узлы
Армирование колонны К-1 М1:20
Напрягаемая nарматура
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1560 мм
Ведомость расхода стали на элемент кг
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=400 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1525 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=2500 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=2520 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=2680 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1925 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=470 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=780 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=240 мм
-6x150 ГОСТ 380-71* l=200
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=140 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=145 мм
-6x200 ГОСТ 380-71* l=100
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=1550 мм
ø14A300 ГОСТ 5781-82 l=2100 мм
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=750 мм
-10x100 ГОСТ 380-71* l=170
ø8A300 ГОСТ 5781-82 l=700 мм
ø6 Вр1400 ГОСТ 5781-82 l=23000 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1680 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1640 мм
ø10A300 ГОСТ 5781-82 l=1600 мм
Спецификация арматурных изделий
Напрягаемая арматура
ø10В500 ГОСТ 5781-82 l=10350 мм
ø10В500 ГОСТ 5781-82 l=280 мм
ø32A300 ГОСТ 5781-82 l=10600 мм
ø10В500 ГОСТ 5781-82 l=380 мм
Расчетная схема балки Б1
Экспликация железобетонных изделий
Навесная панель НП-1
Навесная панель НП-2
Горизонтальная связь ГС-1
Вертикальная связь ВС-1
Подкрановая балка ПБ-2
Подкрановая балка ПБ-1
Двускатная балка Б-1
Фахверковая колонна ФК-1
Планразрезыnколонна К-1
План цеха на отм. +0.600 м М1:200
Ж.б. плита покрытия 300 мм
Обмазочная пароизоляция 5 мм
Асфальтовая стяжка 20 мм
-х слойный рубероидный ковер 12мм

РуководКонструир.doc

СССР Центральный научно-исследовательский и проектно-экспериментальный
БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
(БЕЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ)
МОСКВА СТРОЙИЗДАТ 1978
В настоящем Руководстве изложены основные принципы конструирования
наиболее массовых элементов из тяжелого бетона а также приведены подробные
данные по армированию конструкций анкеровке и стыковке арматуры
конструированию арматурных изделий и закладных деталей и др.
Настоящее Руководство можно использовать и при конструировании
предварительно напряженных элементов (в части обычной арматуры) наряду с
указаниями специальных руководств.
Руководство разработано в соответствии с положениями главы СНиП II-21-75
«Бетонные и железобетонные конструкции».
Буквенные обозначения приведенные без пояснения соответствуют
обозначениям главы СНиП II-21-75.
Приведенные в Руководстве рисунки не должны рассматриваться как примеры
графического оформления рабочих чертежей.
Руководство разработано ГПИ Ленинградский Промстройпроект (инж. Г.Г.
Виноградов) с участием ЦНИИпромзданий и НИИЖБ Госстроя СССР. При этом были
использованы материалы НИЛФХММа и ТПа Главмоспромстройматериалов КТБ
Мосоргстройматериалов и Гипростроммаша Минстройдормаша СССР.
Замечания и предложения по Руководству просьба направлять по адресу:
6190 Ленинград Ленинский проспект д. 160 Ленинградский
Рекомендовано к изданию решением технического совета Ленинградского
Руководство по конструированию бетонных и железобетонных конструкций из
тяжелого бетона (без предварительного напряжения ГПИ Ленингр.
Промстройпроект Госстроя СССР ЦНИИпромзданий Госстроя СССР НИИЖБ Госстроя
СССР. - М.: Стройиздат 1978.
Руководство содержит положения главы СНиП II-21-75 и материал
необходимый проектировщикам занимающимся конструированием бетонных и
железобетонных элементов зданий различного назначения в основном для
промышленного строительства. Приведены способы конструирования наиболее
распространенных конструкций сборного и монолитного исполнения с
армированием как сварными так и вязаными арматурными каркасами и сетками.
Даются также рекомендации по проектированию арматурных изделий и
Руководство предназначено для инженеров и техников - проектировщиков а
также для студентов строительных вузов.
1. Настоящее Руководство распространяется на конструирование бетонных и
железобетонных элементов без предварительного напряжения выполняемых из
тяжелого бетона для зданий и сооружений эксплуатируемых при
систематическом воздействии температур не выше 50 и не ниже минус 70 °С.
Примечание. Руководство не распространяется на конструирование элементов
гидротехнических сооружений мостов транспортных тоннелей труб под
насыпями покрытий автомобильных дорог и аэродромов а также армоцементных
конструкций и конструкций из специальных бетонов.
2. Руководство ориентировано в основном на проектировщиков
занимающихся конструированием бетонных и железобетонных элементов зданий и
сооружений для промышленного строительства. Однако материал Руководства
может быть использован и при конструировании элементов конструкций другого
3. При пользовании настоящим Руководством необходимо соблюдать
требования государственных стандартов на арматуру на арматурные изделия и
закладные детали а также на сварные соединения.
4. Проектирование бетонных и железобетонных конструкций зданий и
сооружений предназначенных для работы в условиях агрессивной среды и
повышенной влажности должно вестись с учетом дополнительных требований
предъявляемых главой СНиП по защите строительных конструкций от коррозии.
5. Выбор конструктивных решений армирования должен производиться исходя
из технико-экономической целесообразности применения арматуры в конкретных
условиях строительства с учетом максимального снижения металлоемкости
трудоемкости и стоимости арматурных изделий и следовательно строительства
в целом что может быть достигнуто путем применения эффективных видов
арматуры и арматурных сталей снижения веса арматурных изделий наиболее
полного обеспечения технологичности и механизации арматурных работ.
6. Элементы сборных конструкций должны отвечать условиям
механизированного изготовления на специализированных предприятиях.
Сборные конструкции целесообразно при конструировании предусматривать
максимально крупными насколько это позволяют грузоподъемность монтажных
механизмов условия изготовлении и транспортирования.
7. Для монолитных конструкций следует предусматривать унифицированные
размеры позволяющие применять инвентарную опалубку а также укрупненные
пространственные арматурные каркасы.
8. Для обеспечения условий качественного изготовления конструкции
требуемой их долговечности и совместной работы арматуры и бетона следует
выполнять конструктивные требования изложенные в настоящем Руководстве.
9. Для железобетонных конструкций конструируемых в соответствии с
требованиями настоящего Руководства применяются тяжелые бетоны
характеристики которых приведены в главе СНиП II-21-75.
10. Объемная масса тяжелого вибрированного бетона на гравии или щебне
из природного камня принимается равной 2400 кгсм3.
Объемная масса железобетона при содержании арматуры 3 % и менее может
приниматься равной 2500 кгсм3; при содержании арматуры более 3 % объемная
масса должна определяться как сумма масс бетона и арматуры на единицу
объема железобетонной конструкции.
11. В качестве арматуры железобетонных конструкций следует
преимущественно применять:
а) горячекатаную арматуру класса A-III и термически упрочненную
стержневую свариваемую арматуру класса Aт-
б) обыкновенную арматурную проволоку диаметром 3 - 5 мм классов Вр-I и В-
I (в сварных сетках и каркасах).
Допускается также применять:
в) горячекатаную арматуру классов А-II Ас-II и A-I в основном для
поперечной арматуры линейных элементов для конструктивной и монтажной
арматуры а также в качестве продольной рабочей арматуры в случаях когда
использование других видов арматуры нецелесообразно или не допускается;
г) обыкновенную арматурную проволоку класса В-I диаметром 3 - 5 мм для
вязаных хомутов балок высотой до 400 мм и колонн;
д) горячекатаную арматуру классов A-IV A-V и термически упрочненную
классов Aт-IV и Aт-V а также упрочненную вытяжкой класса А-IIIв только для
продольной рабочей арматуры вязаных каркасов и сеток. Арматура этих классов
может использоваться в качестве сжатой арматуры а классов A-IIIв A-IV Aт-
IV и в качестве растянутой арматуры.
Арматуру классов A-III Aт-III A-II Ас-II и А-I рекомендуется применять
в виде сварных каркасов и сварных сеток.
Арматуру классов A-III Ат-III А-IIIв A-IV A-V Ат-IV и Aт-V
рекомендуется применять при условии удовлетворения требований расчетов в
частности по трещиностойкости.
Примечание. В дальнейшем в настоящем Руководстве для краткости
используются следующие термины: «стержень» - для обозначения арматуры
любого диаметра вида и профиля независимо от того поставляется ли она в
прутках или в мотках (бунтах); «диаметр» (d) если не оговорено особо
означает номинальный диаметр стержня.
12. В конструкциях с ненапрягаемой арматурой находящихся под давлением
газов или жидкостей следует применять:
а) горячекатаную арматуру классов А-II и А-I (преимущественно);
б) горячекатаную арматуру класса А-III и термически упрочненную класса Ат-
в) обыкновенную арматурную проволоку классов Вр-I и В-I.
13. Данные по арматуре приведены в прил. 1. При выборе вида и марки
стали для арматуры а также для закладных деталей устанавливаемых по
расчету должны учитываться температурные условия эксплуатации конструкций
и характер их нагружения согласно прил. 2 и 3.
ИЗДЕЛИЯ ДЛЯ БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
1. Изделия применяемые в железобетонных конструкциях подразделяются
а) арматурные изделия:
отдельные арматурные стержни;
плоские и рулонные арматурные сетки (в дальнейшем просто сетки);
пространственные арматурные каркасы (в дальнейшем просто каркасы);
б) закладные детали;
в) приспособления для фиксации арматуры и закладных деталей;
г) приспособления для строповки элементов сборных конструкций.
Примечание. Здесь и далее в настоящем Руководстве используются следующие
термины: сетки - для обозначения любых плоских арматурных изделий в том
числе и так называемых плоских тарных каркасов; каркасы - для обозначения
исключительно пространственных арматурных изделий.
2. При конструировании следует преимущественно применять типовые
арматурные изделия разработанные в соответствующих ГОСТах.
Если типовые изделия по своим параметрам не пригодны для применения в
конкретных условиях то допускается применять индивидуальные изделия
которые рекомендуется конструировать по аналогии с типовыми и в
соответствии с указаниями настоящего Руководства. При этом необходимо
стремиться к максимальной унификации изделий (в том числе размеров шагов и
диаметров продольной и поперечной арматуры) и к возможности изготовления их
современными индустриальными способами. Изделия должны быть также удобны
при транспортировании складировании и укладке в форму.
3. Арматуру железобетонных элементов следует конструировать
преимущественно а линейных железобетонных элементов как правило в виде
4. В рабочих чертежах арматурных изделий и закладных деталей следует
указывать способы соединения стержней и их пересечений: какие пересечения
должны быть сварными с нормируемой или ненормируемой прочностью какие
могут скрепляться вязальной проволокой или вообще не скрепляться.
5. Арматура железобетонных конструкций из горячекатаной стали
периодического профиля горячекатаной гладкой стали и обыкновенной
арматурной проволоки должна как правило изготовляться с применением для
соединения стержней контактной сварки точечной и стыковой а также в
указанных ниже случаях дуговой (ванной и протяженными швами) сварки.
Сварные соединения стержневой термически упрочненной арматуры как
правило не допускаются.
Типы сварных соединений арматуры и закладных деталей должны назначаться в
соответствии с техническими требованиями и указаниями соответствующих
государственных стандартов и нормативных документов на арматурные изделия
сварную арматуру и закладные детали для железобетонных конструкций.
Основные типы сварных соединений стержневой арматуры и элементов закладных
деталей приведены в прил. 4.
6. Контактная точечная сварка применяется при изготовлении сварных
каркасов сеток и закладных деталей с нахлесточными соединениями стержней.
7. Контактная стыковая сварка применяется для соединения по длине
заготовок арматурных стержней. Диаметр соединяемых стержней при этом должен
быть не менее 10 мм.
Контактную сварку стержней диаметром менее 10 мм допускается применять
только в заводских условиях при наличии специального оборудования.
8. При отсутствии оборудования для контактной сварки допускается
применять дуговую сварку в следующих случаях:
а) для соединения по длине заготовок арматурных стержней из горячекатаных
сталей диаметром 8 мм и более;
б) при выполнении сварных соединений с нормируемой прочностью в сетках и
каркасах с принудительным формированием шва в инвентарной форме или с
обязательными дополнительными конструктивными элементами в местах
соединения стержней продольной и поперечной арматуры (косынки лапки крюки
в) при выполнении крестообразных соединений стержней без дополнительных
конструктивных элементов (косынок лапок крюков и т.д.) только для
соединений с ненормируемой прочностью (имеющих монтажное значение).
9. При конструировании арматурных изделий и закладных деталей следует
стремиться к сокращению числа их типоразмеров как в пределах
железобетонного элемента так и в пределах ряда железобетонных конструкций.
10. Применение вязаной арматуры допускается при отсутствии оборудования
для контактной точечной сварки а также для элементов монолитных
конструкций сложной конфигурации для плит с большим числом неупорядоченных
отверстий различных размеров и форм при невозможности многократно
использовать данную марку арматурного изделия или при наличии специальных
требований связанных с условиями изготовления эксплуатации и др.
11. Арматурные каркасы рекомендуется конструировать на весь
железобетонный элемент или на его часть.
ОТДЕЛЬНЫЕ АРМАТУРНЫЕ СТЕРЖНИ
12. Отдельные стержни для армирования конструкций изготовляются из
арматуры сортамент которой приведен в прил. 5 и 6.
13. Длина отдельных стержней практически может приниматься любой так
как для реализации отрезков получающихся при заготовке стержней их
соединяют контактной стыковой сваркой с целью последующей безотходной
разрезки. При составлении спецификации арматуры это не учитывается. Длина
отдельных стержней ограничивается условиями транспортировки удобством
Некоторые часто встречающиеся в практике гнутые арматурные стержни
14. Длины стержней 1 - 9 приведенных на рис. 1 определяются
соответственно по следующим формулам:
в стержнях 4 и 6 сторона с составляет:[p
Элементы прямого отгиба (стержень 7*) составляют:
Элементы наклонного отгиба (стержень 8*) составляют:
Рис. 1. Гнутые арматурные стержни
а - хомуты и шпильки; б - прямые отгибы; в - наклонные отгибы; г -
кольцевой стержень; 1 - хомут элемента рассчитанного на кручение; 2 -
закрытый хомут; 3 - открытый хомут: 4 - ромбовидный хомут; 5 6 - шпильки;
8 - гнутый стержень диаметром 18 и менее мм; 7* 8* - то же диаметром
Горизонтальная проекция и длина наклонного участка стержни при d ( 18
( = 30°: f = 173hотг s = 2hотг;
( = 45°: f = hотг s = 141hотг;
( = 60°: f = 058hотг s = 115hотг
а при d ( 20 составляют:
( = 30°: f = 173(hотг - d) c = 2hотг;
( = 45°: f = hотг - d c = 141(hотг - d) - 2tо.п;
( = 60°: f = 058(hотг - d) s = 115(hотг - d) -
Рис. 2. Размеры крюков и лапок на концах круглых гладких стержней рабочей
15. Стержни периодического профиля выполняются без крюков.
Растянутые гладкие стержни применяемые в качестве вязаной арматуры
должны заканчиваться полукруглыми крюками лапками или петлями.
16. Размеры крюков и лапок на концах стержней приведены на рис. 2.
Добавка к длине стержня на крюки или лапки (к принимается по табл. 1 а
на крюки к длине хомута (х - по табл. 2.
Число Добавка на крюки и лапки (к мм к длине продольного
крюков стержня при диаметре стержня мм
При конструировании стержней оканчивающихся петлями диаметр петли может
определяться из условия смятия бетона по следующей формуле:
или по табл. 3 где приведены значения Dпd.
Петли с диаметрами Dп > 20d применять не рекомендуется.
Здесь Dп - диаметр петли в свету;
c - расстояние между плоскостями петель в осях стержней петли;
a - расстояние от оси стержней в плоскости петли до ближайшей грани
17. Стержни отдельных позиций могут быть простыми состоящими из
стержня одного диаметра или в целях экономии арматурной стали составными
состоящими по длине из стержней двух-трех разных диаметров соединенных
контактной стыковой сваркой (рис. 3). Составными могут быть только стержни
из горячекатаной арматуры периодического профиля.
Расположение петли в теле Относительный диаметр петли Dпd из арматуры класса
железобетонного элемента
в железобетонных элементах из бетона марки
ширина1 В длина L с
[pic] 800 - 3000 1450 125
Шаг по ширине 200 мм.
Рис. 7. Рекомендуемые очертания гнутых сеток
26. В соответствии с п. 2.25 разработаны унифицированные сетки для
проектирования фундаментов и других монолитных конструкций. Сокращенная
номенклатура этих сеток приведена в табл. 5.
27. Сетки изготовляемые на многоточечных машинах можно
конструировать предусматривая их последующее сгибание в одной плоскости на
специальных станках. Возможные очертания гнутых сеток приведены на рис. 7.
При этом участки сеток в местах сгиба следует конструировать по рис. 8.
Гнутье сеток производится на стандартном гибочном оборудовании параметры
которого приведены в прил. 8.
28. При конструировании сеток типа «лесенка» (см. рис. 5 е ж) или при
отсутствии многоточечных машин следует ориентироваться на технологические
возможности одноточечных сварочных машин параметры которых приведены в
прил. 9. При этом допускаемое сочетание диаметров стержней в крестообразном
соединении по условиям контактной точечной сварки должно приниматься по
29. В сетках с нормируемой прочностью крестообразных соединений
например применяемых для армирования балок сварка всех мест пересечений
стержней (узлов) является обязательной а диаметр продольных стержней
должен быть не меньше диаметра поперечных стержней.
В сетках с рабочей арматурой периодического профиля применяемых для
армирования плит допускается предусматривать сварку не всех мест
пересечения стержней при этом должны быть сварены все пересечения стержней
в двух крайних рядах по периметру сетки остальные узлы могут быть сварены
через узел в шахматном порядке.
Рис. 8. Конструирование мест сгиба сеток
а - прямые стержни за пределами сгибаемого участка; б - прямой стержень
совпадает с линией сгиба сетки; в - то же если прямой стержень большего
30. Конструкция и габариты каркаса назначаются в зависимости от вида и
конструктивных особенностей железобетонного элемента.
31. Каркасы рекомендуется конструировать из плоских или гнутых сварных
сеток с применением при необходимости соединительных стержней.
Каркасы следует конструировать достаточно жесткими для сохранения
проектного положения в опалубочной форме а также складировании и
перевозке. Пространственная жесткость каркаса должна обеспечиваться
замкнутым контуром и приваркой в необходимых случаях (а при длине 6 м и
более в обязательном порядке) диафрагм жесткости в виде специальных связей
из диагональных стержней планок и т.п. (рис. 9).
Закладные детали и строповочные устройства - петли трубки и т.п. -
рекомендуется заранее крепить к каркасу если при этом будет обеспечено их
фиксированное положение в форме и в готовом железобетонном элементе.
Габариты каркаса должны удовлетворять условиям транспортировки.
Рис. 9. Обеспечение пространственной жесткости каркаса постановкой
специальных связей из диагональных стержней
- каркас; 2 - диагональные стержни-связи 3 - сварка
Рис. 10. Арматурные каркасы образованные из плоских сеток контактной
а - приваркой к сеткам соединительных стержней; б - объединением сеток
сваркой поперечных стержней сеток одной плоскости к продольным стержням
сеток другой плоскости; 1 - сетки; 2 - соединительные стержни
Рис. 11. Арматурные каркасы образованные из гнутых сеток контактной
- тугая сетка; 2 - соединительный стержень
Рис. 12. Арматурные каркасы образованные нанизыванием на продольные
стержни заранее изготовленной поперечной арматуры
а - поперечная арматура в виде сеток изготовленных контактной точечной
сваркой; б - поперечная арматура в виде хомутов концы которых соединены
контактной точечной сваркой; 1 - сварные сетки поперечной арматуры; 2 -
продольная арматура; 3 - хомуты; 4 - точечная сварка
32. Каркасы рекомендуется образовывать следующими способами:
а) из плоских сеток путем припарки к продольным стержням соединительных
стержней или поперечных стержней сеток другого направления (рис. 10);
б) применением гнутых сеток (рис. 11) с очертанием которое можно
получить на стандартном гибочном оборудовании (см. прил. 8).
Диаметры стержней гнутых сварных сеток радиусы и углы загиба
расположение продольных стержней следует назначать с учетом классов
применяемой арматуры в соответствии с рис. 8;
в) путем нанизывания на продольные стержни поперечных стержней
соединенных в отдельные сетки контактной точечной сваркой всех пересечений
(рис. 12 а). После нанизывания продольные и поперечные стержни соединяют
сваркой при помощи клещей. При отсутствии сварочных клещей может
производиться вязка этих пересечений; в этом случае рекомендуется
обеспечивать пространственную жесткость каркасов приваркой дополнительных
стержней планок и т.п.
При небольшом числе продольных стержней поперечная арматура может
выполняться из одного гнутого стержня (по типу хомута) с контактной
точечной сваркой его концов (рис. 12 б). Стыки концов при этом
рекомендуется располагать в разных углах поперечного контура каркаса
г) путем навивки поперечной спиральной арматуры на продольную арматуру с
точечной сваркой всех пересечений в процессе навивки (рис. 13). При этом
если спиральная арматура не учитывается в расчете как косвенная с
требованиями п. 3.72 настоящего Руководства можно не считаться.
33. Для сборки и сварки каркасов в зависимости от их конструктивных
особенностей как правило применяются горизонтальные вертикальные или
линейные установки оснащенные сварочными клещами для контактной точечной
сварки крестообразных пересечений. При конструировании каркасов необходимо
учитывать технические возможности сварочных клещей этих установок
приведенные в прил. 10.
Минимальные расстояния в свету между стержнями при которых
обеспечивается беспрепятственный проход электродов сварочных клещей для
каркасов линейных железобетонных элементов приведены на рис. 14. При этом
диаметры продольных стержней должны быть не более 40 мм а поперечных - не
34. При отсутствии сварочных клещей образование каркасов линейных
элементов может быть выполнено следующими способами:
а) плоские сетки соединяются при помощи скоб посредством дуговой сварки
их с поперечными стержнями (рис. 15). В колоннах в балках работающих на
кручение а также в сжатой зоне балок с учитываемой в расчете сжатой
арматурой длина сварных швов lш должна быть не менее 3d и не менее 30 мм
где d - диаметр хомута;
б) плоские сетки соединяются при помощи шпилек с вязкой всех пересечений
(рис. 16) и с обеспечением монтажной жесткости каркаса приваркой стержней
в) плоские сетки соединяются между собой путем дуговой сварки продольных
стержней (рис. 17) возле всех мест приварки хомутов. Длина сварных швов lш
должна быть не менее 40 мм. Такие соединения допускаются при насыщении
сечения арматурой не более 3 %;
г) продольные стержни и гнутые хомуты соединяются вязкой пересечений и
приваркой элементов жесткости (рис. 18);
д) плоский сетки соединяются с помощью промежуточных элементов (косынок
лапок крюков и т.п.) посредством дуговой сварки (рис. 19).
Из-за большой трудоемкости каркасы приведенные в п. 2.34 настоящего
Руководства допускается применять в виде исключения.
Рис. 13. Арматурные каркасы образованные путем навивки поперечной
спиральной арматуры на продольную арматуру
- стержни продольной арматуры; 2 - поперечная спиральная арматура
Рис. 14. Положение сварочных клещей при сварке каркаса
Примечание. Предельные размеры ячеек каркаса и диаметров стержней приведены
Рис. 15. Арматурный каркас образованный из плоских сеток объединенных
скобами при помощи дуговой сварки
- сетка; 2 - скоба; 3 - сварной шов
Рис. 16. Арматурный каркас образованный из плоских сеток объединенных с
помощью привязываемых шпилек
- сетка; 2 - шпилька
Рис. 17. Арматурный каркас образованный из плоских сеток с помощью дуговой
сварки продольных стержней
- плоская сетка; 2 - дуговая сварка hшв = 6 мм
Рис. 18. Арматурный каркас образованный из гнутых хомутов и продольных
стержнем с вязкой всех пересечений
- продольный стержень; 2 - хомут
Рис. 19. Пример арматурного каркаса образованного из плоских сеток
приваркой лапок дуговой сваркой
- плоские сетки; 2 - поперечные стержни с лапками; 3 - элементы
жесткости; 4 - скобы; 5 - дуговая сварка
35. Образование каркасов для армирования плоских железобетонных
элементов типа плит стеновых панелей и т.п. рекомендуется производить
а) ряд сеток типа «лесенка» объединяется посредством соединительных
стержней привариваемых при помощи сварочных клещей (рис. 20);
б) сетки типа «лесенка» одного направления соединяются сваркой с такими
же сетками но меньшей высоты другого направления;
в) то же но с приваркой в верхней или нижней плоскости каркаса одной или
г) каркасы толстых железобетонных монолитных плит рекомендуется собирать
по рис. 21 сваркой сеток между собой при помощи точечной или дуговой
36. Порядок выполнения сборки и сварки каркаса должен быть оговорен в
Рис. 20. Примеры арматурных каркасов плоских железобетонных элементов
а - сетки типа «лесенка» объединяются в каркас приваркой соединительных
стержней; б - образование каркаса сваркой сеток типа «лесенка»
расположенных во взаимно перпендикулярных направлениях; в - то же с
приваркой в верхней или нижней плоскости каркаса плоских сеток; 1 - сварная
сетка типа «лесенка»; 2 - соединительные стержни; 3 - сварная сетка типа
«лесенка» другого направления и меньшей высоты; 4 -нижняя сварная плоская
сетка; 5 - верхняя сварная плоская сетка
Рис. 21. Пример арматурного каркаса толстой железобетонной плиты
- горизонтальная плоская сетка; 2 - вертикальная плоская сетка типа
«лесенка»; 3 - элементы жесткости
37. Арматурные стержни в бетоне лишь тогда могут воспринимать
напряжения когда исключена возможность их проскальзывания. Для
предотвращения проскальзывания они должны иметь надежную анкеровку.
38. Анкеровка осуществляется одним из следующих способов или их
сочетанием (рис. 22):
а) сцеплением прямых стержней с бетоном;
б) крюками или лапками;
г) приваркой поперечных стержней;
д) специальными приспособлениями (анкерами).
Рис. 22. Анкеровка рабочей арматуры в бетоне элемента
а - сцеплением прямых стержней с бетоном; б - крюками; в - лапками; г -
петлями; д - приваркой поперечных стержней
Рис. 23. Поперечное армирование в зоне анкеровки петли
- петля; 2 - поперечные стержни не менее 2 ( 6 мм
39. Анкеровка за счет сцепления прямых стержней с бетоном допускается
только для арматуры периодического профиля. При этом следует иметь в виду
что прочность сцепления возрастает с увеличением эффективности профиля
поверхности с повышением прочности бетона а также при наличии поперечного
сжатия. И наоборот требуется большая длина анкеровки с повышением
прочности (класса) арматуры с повышением диаметра стержня а также при
наличии поперечного растяжения.
На длине анкеровки должен быть достаточный защитный слой бетона и в
некоторых случаях особенно при стержнях диаметром 16 мм и более
поперечное армирование.
Устройство лапок допустимо только для стержней периодического профиля
для гладких стержней нужно предусматривать крюки.
Анкеровка петлями может применяться как для гладких стержней так и для
стержней периодического профиля. При этом анкером считается такая петля у
которой оба стержня (оба конца) растянуты в одинаковой степени.
На длине анкеровки петли необходимо предусматривать поперечное
армирование по рис. 23. Поперечная арматура устанавливается по расчету на
выкалывание бетона и должна состоять не менее чем из двух стержней
Приварка поперечных стержней или специальных приспособлений для анкеровки
отдельных стержней применяется если анкеровка сцеплением крюками или
петлями недостаточна.
40. Продольные стержни растянутой и сжатой арматуры должны быть
заведены за нормальное к продольной оси элемента сечение в котором они
учитываются с полным расчетным сопротивлением на длину не менее lан
определяемую по формуле
но не менее lан = λанd где значения mан (λан и λан а также допускаемые
минимальные величины lан определяются по табл. 6. При этом растянутые
гладкие арматурные стержни должны оканчиваться крюками или иметь
приваренную поперечную арматуру на длине заделки.
Условия работы Значения mан (λан λан и lан для арматуры в
стержней периодического гладких стержней
С3823 041d 052d 066d
С4633 031d 040d 050d
Сварка Класс Предельные размеры и Эскиз
минимальнмаксимальн
Дуговая подА-I 8 40 05 [pic]
Дуговая подА-I 8 16 075 [pic]
Контактная А-I 10 12 06 [pic]
Ручная А-I 10 40 075 [pic]
Примечание. Толщина пластины может быть уменьшена на 25 % если с внешней
ее стороны предусматривается приварка ребер жесткости по линии соединяющей
центры анкерных стержней.
Сварка Класс Предельные размеры и соотношения Эскиз
с прямыми ветвями с отогнутыми ветвями
Рис. 40. Рекомендуемые типы строповочных петель
79. Для изделий изготовление которых может производиться с
заглаживанием открытой грани механизированным способом рекомендуется
предусматривать петли на других необрабатываемых гранях или располагать
проушины петель ниже заглаживаемой грани в углублениях-лунках по рис. 41
(«утопленные» петли).
Из условия заведения чалочного крюка стропа в проушину лунку следует
располагать со смещением к середине изделия относительно плоскости
80. При малых размерах бетонного сечения не допускающих устройства
постоянной выемки для «утопленной» петли а также для возможности
применения механизированного способа заглаживания открытой грани
железобетонного изделия следует применять петли с подающим (рис 42 а) или
инвентарным вывинчивающимся (рым-болт) кольцом (рис. 42 б). Диаметр из
которого изготовляется кольцо должен быть на ступень больше диаметра
требуемого по табл. 12 но не менее 16 мм и изготовляться из стали марки
Примечания: 1. Нормативную нагрузку от собственной массы сборного
элемента поднимаемого за четыре петли следует при подборе диаметра
стержня петли считать распределенной только на три петли.
В случае подъема плоского изделия (например стеновой панели) за три
или большее количество петель размещенных на одном торце изделия
нормативная нагрузка от собственного веса принимается распределенной только
на две петли. Исключение допускается лишь в случае применения
приспособлений обеспечивающих самобалансирование усилий в грузовых
В тех случаях когда гарантируется отсутствие сгиба петли (при монтаже
с помощью траверсы с вертикальными стропами) допускается повышать
нормативное усилие на петлю в 15 раза.
83. Минимальную длину заделки строповочной петли lа и глубину запуска
в бетон вертикального участка ветви с отогнутым концом hб в зависимости от
прочности бетона на сжатие в момент первого подъема рекомендуется принимать
Если ветви петли на длине анкеровки не размещаются параллельно концы их
можно раздвинуть на угол до 45° или отогнуть.
Если несущая способность фактически принятой петли больше действующей на
эту петлю нормативной нагрузки то допускается величину анкеровки
уменьшить приняв ее равной lа.у где
где Рн.ф - фактическое нормативное усилие воспринимаемое одной петлей;
Fа.ф - площадь поперечного сечения стержня из которого изготовлена
фактически установленная петля.
Прочность бетона элемента на Минимальная длина и глубина запуска
сжатие в момент первого подъемаконцов ветвей строповочных петель в
кгссм2 бетон элемента
От 70 до 100 35d 25d
Свыше 100 до 200 30d 20d
Примечание. При применении петель с отогнутыми ветвями из стержней ( 25 А-
I и ( 22 Ас-II и более величину hб следует увеличить на 20 %.
Уменьшенная величина анкеровки петли должна быть не менее 15d стержня
петли и не менее 250 мм.
В формуле (15) значение Рн.ф берется в тс Fа.ф - в см2 a k принимайся
Условия работы петли при подъемеЗначения коэффициента k в формуле (15)
элемента при арматуре петли класса
Сгиб петли возможен 108 084
Сгиб петли исключается 072 056
При невозможности обеспечения нормальной или минимальной величины заделки
петли следует для ее анкеровки предусматривать приварку ветвей петли к
закладным деталям или специальным шайбам зацепление петли за рабочую
Надежность принятой анкеровки петли должна подтверждаться расчетом или
ПРИСПОСОБЛЕНИЯ ДЛЯ ФИКСАЦИИ
84. Для обеспечения проектного положения арматуры и закладных деталей
а также нормативной величины защитного слоя в процессе бетонирования
железобетонной конструкции необходимо при ее конструировании
предусматривать специальные фиксаторы.
85. Положение арматуры и закладных деталей можно фиксировать:
а) с помощью приспособлений однократного использования остающихся в
б) с помощью инвентарных приспособлений извлекаемых из бетона до или
после его твердения;
в) с помощью специальных деталей прикрепляемых к рабочей поверхности
формы или опалубки и не препятствующих извлечению железобетонного элемента
из формы или снятию с него опалубки;
г) путем конструирования арматурного каркаса таким образом чтобы
некоторые стержни упирались в опалубку фиксируя положение каркаса.
Закладные детали кроме того можно фиксировать путем приварки их анкеров
к арматурному каркасу железобетонного элемента при безусловном обеспечении
фиксации самого каркаса.
Условия Характер отделки Вид фиксатора
эксплуатацилицевой грани
железобетонэлемента
растворный пластмассовыстально
асбестоцемен(полиэтилено
Обозначение фиксатора
Арматура А во всех изгибаемых а 005
также во внецентренно-растянутых
элементах при расположении продольной
силы за пределами рабочей высоты
Арматура А и А1 во 005
внецентренно-растянутых элементах при
расположении продольной силы между
внецентренно-сжатых элементах при:
* Значения в скобках даны для прямоугольных сечений.
Примечания: 1. Минимальная площадь сечения арматуры приведенная в табл.
относится к площади сечения бетона равной произведению ширины
прямоугольного сечения либо ширины ребра таврового (двутаврового) сечения b
на рабочую высоту сечения h0.
В элементах с продольной арматурой расположенной равномерно по
контуру сечения а также в центрально-растянутых элементах указанная
величина минимального армирования относится к полной площади сечения бетона
и принимается вдвое больше величин указанных в табл. 16.
Минимальный процент содержания арматуры А и А1 во внецентренно-сжатых
элементах несущая способность которых при расчетом эксцентриситете
используется менее чем на 50 % независимо от гибкости элементов
принимается равным 005.
13. При проектировании бетонных и железобетонных конструкций их
очертание следует принимать с учетом устройства и способа использования
При применении форм с откидными бортами очертание изделия не должно
препятствовать повороту борта (рис. 47 а) перед распалубкой.
При применении неразъемных форм для возможности извлечения изделия из
формы должны предусматриваться уклоны 1:10 (рис. 47 г).
При неразъемных формах с использованием выпрессовывания уклон должен быть
не менее 1:15 (рис. 47 д).
При немедленной распалубке путем вертикального смещения формирующего
элемента оснастки (рис. 47 е ж) уклон должен быть не менее 1:50.
При использовании форм с одним неподвижным и одним откидным бортом для
возможности вертикального подъема конструкций при распалубке следует
переход от большей ширины изделия к меньшей например от нижней полки к
стенке (рис. 47 б) принимать под углом не менее 40°. Эти требования можно
не предъявлять если с заводом-изготовителем согласована форма снабженная
выпрессовывающим устройством.
14. При стыковании железобетонных элементов сборных конструкций усилия
от одного элемента к другому передаются через стыкуемую рабочую арматуру
стальные закладные детали заполняемые бетоном швы бетонные шпонки или
(для сжатых элементов) непосредственно через бетонные поверхности стыкуемых
Рис. 47. Технологические уклоны в железобетонных элементах
а - изготовляемых в форме с откидными бортами; б - изготовляемых в форме с
глухим бортом; в - то же с применением выпрессовщика; г и - изготовляемых
в неразъемной форме; д - то же с применением выпрессовщика; е ж - при
немедленной распалубке; 1 - железобетонное изделие; 2 - форма; 3 - откидной
борт; 4 - выпрессовщик; 5 - формующая рамка; 6 - вкладыш
15. Жесткие стыки сборных конструкций должны как правило
замоноличиваться путем заполнения швов между элементами бетоном. Если при
изготовлении элементов обеспечивается плотная подгонка поверхностей друг к
другу (например путем использования торца одного из стыкуемых элементов в
качестве опалубки для торца другого) то допускается при передаче через
стык только сжимающего усилия выполнение стыков «насухо».
16. Стыки элементов воспринимающие растягивающие усилия должны
а) сваркой стальных закладных деталей;
б) сваркой выпусков арматуры;
в) пропуском через каналы или пазы стыкуемых элементов стержней арматуры
канатов или болтов с последующим натяжением их и заполнением пазов и
каналов цементным раствором или мелкозернистым бетоном.
При проектировании стыков элементов сборных конструкций должны
предусматриваться такие соединения закладных деталей при которых не
происходило бы разгибания их частей а также выколов бетона.
17. При проектировании элементов сборных перекрытий должно
предусматриваться устройство швов между ними заполняемых бетоном. Ширина
швов должна назначаться из условия обеспечения качественного заполнения их
и должна составлять не менее 20 мм для элементов высотой сечения до 250 мм
и не менее 30 мм при элементах большей высоты.
18. В настоящем Руководстве термин «поперечная арматура» принят для
обозначения этой арматуры как для вязаных каркасов так и для сварных и
включает в себя понятия хомуты и поперечные стержни. Термин «хомут» принят
для обозначения поперечной арматуры как правило вязаных каркасов. Термин
«поперечный стержень» принят для обозначения поперечной арматуры сварных
сеток и каркасов. Термин «шпилька» принят для обозначения соединительных
стержней употребляемых для образования как сварных так и вязаных
каркасов. Шпилька может иметь или не иметь крюки на концах.
ФУНДАМЕНТЫ И РОСТВЕРКИ
19. Фундаментами являются подземные конструкции предназначенные для
передачи нагрузок от вышележащих частей здания или сооружения на грунтовое
Применяют фундаменты на естественном основании и свайные (рис. 48).
Фундамент на естественном основании состоит из плитной части и
Свайный фундамент образуется из свай и ростверка последний в свою
очередь представляет собой плитную часть и подколонник.
Плитную часть фундаментов рекомендуется конструировать ступенчатого типа.
Наряду со ступенчатой плитной частью рекомендуется применять фундаменты с
пирамидальной плитной частью (рис. 49). Фундаменты могут быть сборными и
Сборные фундаменты рекомендуется конструировать в виде цельного блока
состоящего из плитной части и подколонника (рис. 50).
Рис. 48. Отдельные ступенчатые фундаменты
а - фундамент на естественном основании; б - свайный фундамент; 1 -
колонна; 2 - подколонник; 3 - плитная часть; 4 - обрез фундамента; 5 -
подошва фундамента; 6 - бетонная подготовка; 7 - сваи
20. В фундаменте (ростверке) различают обрез - верхнюю поверхность на
которую опираются конструкции расположенные выше и подошву - нижнюю
поверхность которая как правило больше поверхности по обрезу и поэтому
передает нагрузку на грунтовое основание с меньшим удельным давлением.
В свайных фундаментах в подошву ростверка заделываются верхние концы
Расстояние между подошвой и обрезом фундамента (ростверка) составляет его
Рис. 49. Отдельный пирамидальный фундамент
- колонна; 2 - подколонник; 3 - пирамидальная плитная часть; 4 - бетонная
21. Верх фундамента рекомендуется принимать:
для фундаментов сборных колонн - на отметке - 015;
для фундаментов монолитных колонн - в уровне верха фундаментной балки а
при ее отсутствии - на отметке - 005;
для фундаментов стальных колонн - на 100 мм ниже отметки опорной плиты
Глубина заложения фундамента принимается на основании расчетных данных и
в соответствии с главой СНиП по проектированию оснований зданий и
Размеры фундамента определяются в соответствии с п. 3.1 настоящего
Высота фундамента Нф кроме того назначается по условиям заглубления по
условиям заделки сборной колонны или по условиям заделки выпусков арматуры
при монолитных колоннах и анкерных болтов при стальных колоннах.
Высота плитной части фундамента назначается по расчету. Если высота
фундамента получается больше высоты плитной части то за счет разницы в
высотах устраивается подколонник. Высоту фундамента рекомендуется назначать
22. Размеры в плане подколонника и подошвы должны назначаться кратными
Форма поперечного сечения подколонника как правило принимается
прямоугольной. При соответствующем обосновании для стальных двухветвевых
колонн могут быть приняты и другие формы поперечных сечений подколонников
например двухветвевые также Х-образные подколонники. Двухветвевые
подколонники конструируют так же как и колонны а рекомендации по
конструированию Х-образных подколонников приведены в п. 3.32 настоящего
23. Размеры по высоте подколонника и плитной части назначаются кратными
0 мм. Высоты ступеней устанавливаются в зависимости от полной высоты
плитной части фундамента и принимаются равными 300 и 450 мм. При высоте
плитной части 1500 мм и более высота верхней ступени может быть принята
Высоты ступеней рекомендуется принимать по табл. 17.
24. Под монолитными фундаментами независимо от грунтовых условий (кроме
скальных грунтов) рекомендуется всегда предусматривать бетонную подготовку
толщиной 100 мм из бетона марки М50 а под сборными - из среднезернистого
При необходимости устройства фундаментов на скальных грунтах следует
предусматривать выравнивающий слой по грунту из бетона марки М50.
Рис. 50. Сборный железобетонный фундамент
t = 20 ÷ 30 мм при металлической опалубке; t = 50 мм при деревянной
25. Проектную марку бетона по прочности на сжатие для монолитных
фундаментов на естественном основании и монолитных ростверков отдельных
свайных фундаментов рекомендуется назначать не ниже марки M150.
Сборные фундаменты и ростверки следует выполнять из бетона марок М200 или
26. Толщина защитного слоя бетона аб для рабочей арматуры подошвы
монолитных фундаментов должна удовлетворять требованиям п. 3.3 настоящего
Руководства и приниматься не менее 35 мм (с учетом что выполняется
бетонная подготовка) а при отсутствии бетонной подготовки - 70 мм. Толщина
защитного слоя в сборных фундаментах и подколонниках монолитных фундаментов
должна быть не менее 30 мм.
При необходимости армирования подошвы фундамента устраиваемого на
скальном грунте следует предусматривать защитный слой бетона толщиной 35
27. Диаметр рабочих стержней арматуры (сварной или вязаной) подошвы
укладываемых вдоль стороны 3 м и менее должен быть не менее 10 мм а
стержней укладываемых вдоль стороны более 3 м - не менее 12 мм.
28. Подошвы фундаментов рекомендуется армировать типовыми
унифицированными сварными сетками (см. табл. 5) укладываемыми в два слоя с
рабочей арматурой во взаимно перпендикулярном направлении. Возможные схемы
раскладки типовых унифицированных сеток в слое даны на рис. 51.
При ширине фундамента до 3 м можно применить одну сетку с рабочими
стержнями в двух направлениях если это не противоречит условиям унификации
армирования фундаментов данного объекта.
При армировании подошвы фундаментов типовыми унифицированными сетками
следует проверять расчетом надежность анкеровки рабочих стержней так как
крайние поперечные стержни типовых сеток размещаются на расстоянии 150 или
0 мм от боковой грани нижней ступени.
Анкеровка продольных рабочих стержней считается обеспеченной если и
пределах участка нижней ступени на котором прочность сечения
обеспечивается бетоном - lб расположен хотя бы один поперечный стержень
сварной сетки или соблюдается условие
Рис. 51. Раскладка сварных унифицированных сеток одного слоя по подошвам
отдельных фундаментов колонн
- сетки; 2 - подошва фундамента
Общая высота плитной высота ступеней мм
части фундамента мм
Значения lб (рис. 52) для фундаментов из разных марок бетона в
зависимости от отношения сопротивления осевому растяжению бетона Rp к
краевому давлению на грунт под подошвой фундамента ргр (взятому из расчета)
определяется по графику рис. 53.
Для определения значения lб для фундамента из бетона проектной марки M150
(Rр = 63 кгссм2) при краевом давлении фундамента на грунт ргр = 18
кгссм2 и высоте ступени h1 = 30 см вычисляем отношение [pic] находим на
оси ординат точку со значением 35 и проводим от нее прямую параллельную
оси абсцисс до пересечения с кривой для значения h1 = 30 см. От точки
пересечения этих линий опускаем перпендикуляр на ось абсцисс где и читаем
значение lб = 43 см.
Рис. 52. Анкеровка рабочей арматуры подошвы фундамента (второй слой сеток
- фундамент; 2 - продольные (рабочие) стержни сварных сеток; 3 -
поперечные (монтажные) стержни сварных сеток; d и d1 - соответственно
диаметры продольных и поперечных стержней сеток; h1 - высота нижней ступени
Рис. 53. График для определения длины участка lб на которой прочность
наклонных сечений обеспечивается бетоном нижней ступени фундамента
Rр - расчетное сопротивление бетона осевому растяжению по табл. 13 главы
СНиП II-2I-75; Pгр - наибольшее краевое давление на грунт от расчетной
нагрузки без учета веса фундамента и грунта на его уступах; h1 - высота
нижней ступени фундамента
Значения lап определяются по п. 2.40 настоящего Руководства. Если
расчетом показано что анкеровка стержней типовой унифицированной сетки не
обеспечивается то необходимо предусмотреть одно из следующих мероприятий:
а) приварить к краям сетки на расстоянии 25 мм от концов продольных
стержней по дополнительному поперечному анкерному стержню диаметром не
менее половины диаметра рабочего стержня;
б) снизить диаметр рабочих стержней сеток за счет уменьшения их шага с
0 до 100 мм путем укладки сетки на сетку;
в) увеличить высоту нижней ступени фундамента;
г) увеличить марку бетона фундамента.
29. Допускается при необходимости армировать подошвы фундаментов
отдельными стержнями. В этом случае стержни раскладываются во взаимно-
перпендикулярных направлениях параллельных сторонам подошвы. Шаг стержней
рекомендуется принимать 200 мм длина стержней каждого направления должна
быть одинаковой. В случае применения арматуры периодического профиля два
крайних ряда пересечений стержней по периметру сетки должны быть соединены
сваркой. Допускается применение дуговой сварки. Внутренние пересечения
должны быть перевязаны через узел в шахматном порядке. Если для армирования
подошв применяется гладкая арматура стержни должны заканчиваться крюками
а сварка пересечений по периметру в этом случае не требуется.
30. Минимальный процент армирования подошвы фундаментов и ростверков не
31. Подколонники если необходимо по расчету должны армироваться
продольной и поперечной арматурой по принципу армирования колонн.
Площадь сечения продольной арматуры с каждой стороны железобетонного
подколонника должна быть не менее 005 % площади поперечного сечения
Диаметр продольных стержней монолитных подколонников должен быть не менее
32. Если в железобетонных подколонниках сжатая арматура по расчету не
требуется а сечение растянутой арматуры необходимо по расчету не более 03
% площади поперечного сечения бетона то допускается не устанавливать
продольную и поперечную арматуру по граням параллельным плоскости действия
изгибающего момента (по длинным сторонам поперечного сечения подколонника).
Армирование по граням подколонников перпендикулярным плоскости действия
изгибающего момента (по коротким сторонам поперечного сечения
подколонника) выполняется в этом случае сварными типовыми унифицированными
сетками с обеспечением толщины защитного слоя бетона не менее 50 мм и не
менее двух диаметров продольной рабочей арматуры. При этом конструктивную
арматуру в защитном слое толщиной более 50 мм устанавливать не требуется;
не требуется также соединение продольных стержней противоположных сеток
хомутами и шпильками (рис. 54 а).
Аналогично армируются подколонники рассчитанные как бетонные если в них
требуется установка конструктивной арматуры (см. п. 3.10 д настоящего
Если допускается расчетом то такое армирование сварными сетками (без их
взаимной связи) может осуществляться не только по двум но и по четырем
сторонам сечения подколонника (рис. 54 б). Сетки в этом случае крепятся к
В случае применения подколонников Х-образного поперечного сечения их
конструирование рекомендуется выполнять по рис. 55.
33. В случае невозможности крепления сеток к опалубке армирование
подколонников при высоте фундамента до 72 м можно осуществлять
пространственными самонесущими каркасами по рис. 56. При этом в каркасах
высотой до 45 м устанавливаются только развязывающие шпильки а высотой
- 72 м устанавливаются дополнительно горизонтальные диафрагмы
жесткости из стержней диаметром 12 - 16 мм через 1800 мм по высоте.
При армировании подколонников фундаментов высотой более 72 м при
соответствующем обосновании для навески сварных сеток с двух или четырех
сторон допускается применять каркас с использованием прокатных профилей
преимущественно из уголков (рис. 57).
Прокатные профили этих каркасов должны учитываться в качестве рабочей
арматуры подколонника.
При нежесткой опалубке допускается также армировать подколонник сетками с
отогнутыми краями (рис. 57 поз. 3).
Рис. 54. Армирование подколонников прямоугольного сечения сварными сетками
без их взаимной связи шпильками и хомутами
а - расчетная растянутая арматура в одной плоскости; б - расчетная
растянутая арматура в двух плоскостях
Рис. 55. Армирование подколонников Х-образного сечения сварными сетками
Рис. 56. Армирование подколонников самонесущими каркасами собираемыми из
а - общий вид фундамента; б - схемы установки развязывающих шпилек и
горизонтальных арматурных связей в каркасах; в - схемы установки сеток при
сборке их в каркас; 1 - сетки; 2 - шпильки (через 600 мм по высоте); 3 -
горизонтальные арматурные связи (при 45 м ( Нф ( 72 м); 4 - дуговая
сварка (lшв = 40 мм hшв = 6 мм шаг 600 мм)
Рис. 57. Армирование подколонников сетками навешиваемыми на несущий
каркас и гнутыми сетками
а - при расчетной растянутой арматуре в одной плоскости; б - при расчетной
растянутой арматуре в двух плоскостях; 1 - плоские сетки; 2 - несущий
каркас; 3 - гнутые сетки
34. Армирование сварными сетками высоких подколонников при раздельном
бетонировании плитной части и подколонника рекомендуется выполнять со
стыкованием сеток над плитной частью (рис. 58). Стыкование растянутых
рабочих стержней сеток внахлестку при обрыве всех стержней в одном сечении
следует выполнять на величину 2lн (рис. 58 а).
При обрыве в одном сечении 50 % рабочих стержней стыкование сеток можно
осуществлять вразбежку путем выпуска из плитной части фундамента двух
сеток: одна сетка выпускается на длину lн а вторая - на 2lн (рис. 58 б).
Суммарная площадь сечения стержней сеток должна составлять площадь сечения
рабочей арматуры подколонника.
35. Продольные стержни арматуры подколонников монолитных фундаментов
при отсутствии грунтовых вод рекомендуется устанавливать непосредственно на
бетонную подготовку заканчивая их здесь без крюков и отгибов.
Рис. 58. Устройство стыков растянутых стержней внахлестку в фундаментах
колонн при раздельном бетонировании ступенчатой части фундамента и
а - при стыковке всех стержней в одном сечении; б - при стыковке 60 %
стержней в одном сечении; 1 - ступенчатая часть фундамента; 2 -
подколонник; 3 - стыковая сетка; 4 - сетка подколонника; 5 - сетки подошвы
Дополнительные указания по конструированию фундаментов сборных
железобетонных колонн
36. Фундаменты сборных колонн рекомендуется конструировать по рис. 59
со стаканной частью для защемления колонн.
Стаканы фундаментов двухветвевых колонн с расстоянием между наружными
гранями ветвей hн > 24 м рекомендуется выполнять отдельно под каждую
Глубину стакана фундамента hc следует назначать на 50 мм больше глубины
37. Глубина заделки типовых колонн в фундамент принимается по
соответствующим типовым сериям. Глубина заделки нетиповых колонн
принимается в зависимости от типа колонны.
Колонны прямоугольного сечения заделываются в фундамент на глубину
определяемую по табл. 18.
Глубина заделки двухветвевых колонн должна удовлетворять следующему
где hн - расстояние между наружными гранями ветвей колонны м.
При hн ( 21 м глубина заделки принимается 12 м.
Рис. 59. Монолитные фундаменты сборных колонн
а - фундамент с развитым подколонником для колонны прямоугольного сечения и
двухветвевой; б - то же фундамент состоящий только из плитной части; 1 -
стакан; 2 - колонна; 3 - подколонник; 4 - плитная часть фундамента
Глубина заделки колонны должна также удовлетворять требованию анкеровки
продольной рабочей арматуры колонны в фундаменте (табл. 19).
Допускается уменьшать глубину заделки растянутых стержней:
а) если они поставлены с запасом по сравнению с расчетом по прочности
умножив значения таблицы на коэффициент [pic] но принимать не менее
значений заделки для сжатой арматуры. Здесь Nа - усилие которое должно
быть воспринято анкеруемыми растянутыми стержнями по расчету;
Nа - площадь сечения фактически установленных анкеруемых растянутых
б) при устройстве усилений на концах анкеруемых стержней (п. 2.41 «б»
«в» настоящего Руководства) но принимать не менее 15d.
Глубина заделки двухветвевых колонн должна также удовлетворять
требованиям анкеровки растянутой ветви колонны в стакане фундамента.
Достаточность анкеровки ветви проверяется расчетом на сцепление бетона по
плоскостям контакта бетона замоноличивания с бетоном стенок стакана и с
бетоном ветви колонны.
Значение отношения Минимальная глубина заделки сборных колонн
[pic] (см рис. 59 а) прямоугольного сечении в фундамент hз при
или [pic] (см. рис. значении эксцентриситета продольной силы ео
( 05 ( hк [pic] причем hк ( hз ( 14hк
Класс Поперечное Минимальная глубина заделки рабочей
арматуры сечение колонны арматуры колонны в фундаменте при
проектной марке бетона колонн
растянутосжатой растянутосжатой
А-II Прямоугольное 25d 15d 20d 10d
Двухветвевое 30d 15d 25d 10d
А-III Прямоугольное 30d 18d 25d 15d
Двухветвевое 35d 18d 30d 15d
38. Толщину дна стакана следует принимать по расчету и она должна быть
не менее 200 мм. Исходя из этого высота фундамента сборной колонны должна
быть не менее глубины стакана увеличенной на 200 мм.
39. Стенки стакана допускается не армировать если толщина их поверху
более 200 мм и более 075 глубины стакана (при глубине стакана меньшей чем
высота подколонника - (рис. 59 а) или более 075 высоты верхней ступени
фундамента (при глубине стакана большей чем высота подколонника - рис.
Если эти условия не соблюдаются стенки стакана следует армировать по
рис. 60 поперечной и продольной арматурой в соответствии с расчетом. При
этом толщина стенок стакана должна быть не менее 150 мм. Кроме того
толщина стенок расположенных перпендикулярно плоскости действия
изгибающего момента должна быть не менее величии указанных в табл. 20.
Рис. 60. Армирование стаканной части фундамента сборной колонны сварными
- фундамент; 2 - колонна; 3 - продольная арматура подколонника; 4 -
поперечная арматура подколонника
Тип колонны Минимальная толщина стенки стакана
расположенной перпендикулярно плоскости
действия изгибающего момента при
эксцентриситете продольной силы е0
Прямоугольная 02hк 03hк
40. Поперечное армирование стенок стакана следует выполнить сварными
сетками с унифицированным шагом. Стержни этих сеток располагаются у
наружных и внутренних плоскостей стенок. Диаметр стержней сеток следует
принимать по расчету но не менее четверти диаметра продольных стержней
подколонника и во всех случаях не менее 8 мм.
Если верх стенок стакана по расчету необходимо армировать сильнее чем в
остальной его части то диаметр стержней двух верхних сеток принимается
увеличенным а шаг сеток сохраняется. Расстояние между сетками следует
назначать не более четверти глубины стакана и не более 200 мм.
Подколонник ниже дна стакана армируется в соответствии с требованиями
настоящего Руководства к армированию колонн.
Стержни продольной арматуры подколонника должны проходить внутри ячеек
сварных сеток поперечной арматуры.
41. Бетон для замоноличивания колонны в стакане фундамента должен быть
не ниже марки М150 и не ниже марки бетона фундамента уменьшенной на одну
ступень (50 кгссм2).
Дополнительные указания по конструированию фундаментов монолитных
42. Фундаменты монолитных колонн рекомендуется конструировать на рис.
Размеры поперечного сечения подколонника по сравнению с размерами
поперечного сечения колонны принимаются увеличенными на 50 мм в каждую
сторону что необходимо для удобства установки опалубки колонны.
Отметка верха подколонника назначается на 50 мм ниже уровня чистого пола.
Стык колонны с подколонником как правило устраивается на отметке обреза
Рис. 61. Фундамент монолитной железобетонной колонны
43. Соединение монолитных фундаментов с монолитными колоннами
выполняется путем стыкования продольной арматуры колонны с выпусками
стержней из фундамента.
44. Количество диаметр и разбивка арматурных выпусков из подколонника
должны быть такими же как и в колонне в месте ее заделки. Заделка выпусков
арматуры в фундаменте должна быть не менее величины lан (см. пп. 2.40 или
41. настоящего Руководства). Как правило выпуски доводятся до подошвы
фундамента и являются продольной арматурой подколонника. Эта арматура
должна быть объединена хомутами пли поперечными стержнями.
При большой высоте подколонника может выполняться дополнительный стык
продольной арматуры путем устройства выпусков из верхней ступени плитной
части фундамента (рис. 62).
Рис. 62. Армирование фундамента монолитной колонны
Рис. 63. Расположение выпусков стержней периодического профиля для
устройства стыков арматуры фундамента с арматурой колонны внахлестку без
Рис. 64. Расположение выпусков гладких стержней для устройства стыков
арматуры фундамента с арматурой колонны внахлестку без сварки
45. При армировании колонн вязаной арматурой стержни периодического
профиля при их числе у растянутой грани сечения больше двух стыкуются в
двух уровнях по рис. 63. Стыки гладких стержней устраиваются в зависимости
от их количества у растянутой грани сечения подколонника в двух или трех
Длина перепуска (нахлестки) стержней в стыке lн определяется по п. 2.46.
настоящего Руководства.
Выпуски из фундамента следует назначать с таким расчетом чтобы стержни
большей длины и большего диаметра располагались по углам поперечного
сечения подколонника.
В пределах стыка следует устанавливать хомуты с шагом не более 10
диаметров стержня продольной арматуры (берется меньший диаметр).
46. Выпуски стержней из фундаментов для устройства сварных стыков с
продольной арматурой колонн с помощью ванной полуавтоматической сварки под
флюсом выполняются как правило на одном уровне. Длина выпуска должна быть
не менее 4d стыкуемого стержня и не менее 160 мм; расстояния в свету между
выпускаемыми стержнями должны быть не менее 50 мм.
Дополнительные указания по конструированию фундаментов стальных колонн
47. Конструирование верхней части фундамента и отметка обреза зависят
от принятого в проекте металлических конструкций способа опирания стального
башмака на фундамент и метода монтажа колонны (рис. 65).
Размеры подколонника в плане устанавливаются в зависимости от размеров
стального башмака и они должны удовлетворять размещению фундаментных
болтов (рис. 66) выпускаемых из фундамента для крепления башмака и
передачи усилий от колонны.
48. Фундаментные болты должны быть заделаны в фундамент на глубину lан
принимаемую по табл. 21 в зависимости от типа болта (рис. 67).
Глубина заделки должна быть не менее 25d для болтов типа 1 и не менее 15d
для болтов типов 2 и 3.
Анкерные плиты болтов типов 2 и 3 при расстоянии между болтами меньшем
или равном размеру плиты следует применять сварными объединяя в одну
плиту для группы болтов.
ТипПараметр ЕдиницОбозначПараметры фундаментных болтов при диаметре
бол а ение резьбы d мм
для продольной арматуры для поперечной
стержневой из полосовой
диаметром d1 уголковой и
Сборные из тяжелого 20 мм ( аб ( d1аб ( 50 мм 15 мм ( аб ( d2
бетона марки М200 и
Сборные из тяжелого 20 мм ( аб ( аб ( 50 мм 15 мм ( аб ( d2
бетона марки М250 и (d1 - 5мм)
63. Концы продольных рабочих стержней не привариваемые к анкерующим
деталям должны отстоять от торца элемента на расстоянии не менее:
мм - для сборных колонн длиной до 18 м включительно;
мм - для сборных колонн длиной более 18 м а также опор и мачт любой
мм - для монолитных колонн длиной до 6 м включительно при диаметре
стержней арматуры до 40 мм включительно;
мм - для монолитных колонн длиной более 6 м при диаметре стержней
арматуры до 40 мм включительно.
Торцы поперечных стержней сварных каркасов колонн должны иметь защитный
64. Площадь сечения рабочей арматуры колонны определяется расчетом и
должна удовлетворять требованиям п. 3.8 настоящего Руководства.
Площадь сечения продольной рабочей арматуры не рекомендуется назначать
более 5 % площади поперечного сечения колонны.
Сечение колонны испытывающее действие изгибающих моментов различных по
знаку но близких по величине рекомендуется армировать симметричной
продольной арматурой.
65. Диаметр продольных рабочих стержней сборных колонн рекомендуется
назначать не менее 16 мм. Для монолитных колонн а также для конструктивной
арматуры допускается применять диаметр стержней 12 мм.
66. Все стержни продольной рабочей арматуры рекомендуется назначать
одинакового диаметра. В случае если продольная арматура конструируется из
стержней разного диаметра допускается применение не более двух разных
диаметров не считая конструктивных стержней. При этом стержни большего
диаметра следует располагать в углах поперечного сечения колонны.
Стержни продольной арматуры с каждой стороны поперечного сечения колонны
рекомендуется располагать в один ряд. Допускается предусматривать второй
ряд из двух стержней располагая их вблизи углов поперечного сечения
Продольную рабочую арматуру внецентренно-сжатых колонн рекомендуется
располагать по граням перпендикулярным плоскости изгиба колонны.
Продольную рабочую арматуру при косом внецентренном сжатии колонн
рекомендуется концентрировать в углах сечения.
67. Длины продольных стержней арматуры колонны должны как правило
назначаться таким образом чтобы была исключена потребность в стыках. В
случае необходимости устройства стыков внахлестку (без сварки) располагать
их следует преимущественно в местах изменения сечения колонны.
В ступенчатых колоннах продольная арматура верхнего участка должна быть
заведена в бетон нижнего участка не менее чем на длину анкеровки.
В двухветвевых колоннах обрываемые стержни должны быть заведены за грань
распорки отделяющей панель в которой они требуются по расчету на длину
определяемую расчетом но не менее необходимой длины анкеровки.
Рис. 71 Схема устройства стыков продольных стержней монолитных колонн
а - при одинаковом сечении колонн верхнего и нижнего этажей; б - при
незначительном различии в сечениях колонн верхнего и нижнего этажей; в -
при резком различии в сечениях колонн верхнего и нижнего этажей
В многоэтажных монолитных колоннах стыки следует устраивать на уровне
верха перекрытий с помощью выпусков по аналогии с выпусками из фундаментов
(см. пп. 3.45; 3.46 настоящего Руководства). При высоте этажа менее 36 м
или при продольной арматуре d ( 28 мм стыки рекомендуется устраивать через
Выпуски стержней из колонны с большим поперечным сечением нижнего этажа в
колонну с меньшим поперечным сечением верхнего этажа рекомендуется
осуществлять в соответствии с рис. 71. При этом перевод стержней из одного
этажа колонны в другой осуществляется путем их отгиба с уклоном не более
:6 (рис. 71 а б). Часть стержней колонны нижнего этажа может быть
доведена до верха перекрытия (рис. 71 б) и не заводиться в колонну
верхнего этажа если она там не нужна по расчету. В случае резкой разницы в
сечениях колонн верхнего и нижнего этажей выпуски следует устраивать
установкой специальных стержней в количестве необходимом для колонны
верхнего этажа (рис. 71 в).
Глубина заделки (длина анкеровки) рабочей продольной арматуры в колонне
нижнего этажа должна быть не менее требуемой п. 2.40 а величина нахлестки
стержней в стыке - п. 2.46 настоящего Руководства.
68. Расстояние между осями стержней продольной арматуры колонн должно
приниматься не более 400 мм.
При расстоянии между рабочими стержнями более 400 мм между ними
необходимо устанавливать конструктивные стержни диаметром не менее 12 мм с
тем чтобы расстояния между продольными стержнями были не более 400 мм.
Расстояние в свету между продольными стержнями следует назначить не менее
мм в сборных колоннах не менее 50 мм в монолитных колоннах и в обоих
случаях не менее диаметра стержня.
69. Конструкция поперечной арматуры должна обеспечивать закрепление
сжатых стержней от их бокового выпучивания в любом направлении.
Поперечная арматура должна устанавливаться у всех поверхностей колонны
вблизи которых ставится продольная арматура.
Для образования пространственного каркаса плоские сварные сетки
расположенные у противоположных граней колонны должны быть соединены друг
с другом поперечными стержнями привариваемыми контактной точечной сваркой
к угловым продольным стержням сеток или шпильками связывающими эти
Если сетки противоположных граней колонны имеют промежуточные продольные
стержни то последние по крайней мере через один и не реже чем через 400 мм
по ширине грани должны связываться между собой при помощи шпилек. Шпильки
допускается не ставить при ширине данной грани колонны 500 мм и менее если
число продольных стержней у этой грани не превышает четырех. При больших
размерах поперечного сечения колонны кроме сеток располагаемых у граней
рекомендуется устанавливать промежуточные сварные сетки.
Примеры армирования сечений колонн сварными сетками показаны на рис. 72.
Рис. 72. Примеры армирования сечений колонн с рекомендуемым числом стержней
- сварная сетка; 2 - сварная сетка пли соединительный стержень; 3 -
соединительный стержень (шпилька); 4 - хомут; 5 - отдельные стержни
продольной арматуры; 6 - поперечная арматура в виде сварной сетки
Конструкция вязаных хомутов колонн должна быть такова чтобы продольные
стержни (по крайней мере через один) располагались в местах перегиба
хомутов а эти перегибы - на расстоянии не более 400 мм по ширине сечения
колонны. При ширине грани не более 400 мм и числе продольных стержней у
этой грани не более четырех допускается охват всех продольных стержней
Примеры армирования сечений колонн вязаной арматурой приведены на рис.
Рис. 73. Примеры армирования сечений колонн с рекомендуемым числом стержней
70. Диаметры стержней поперечной арматуры в зависимости от конструкции
арматурного каркаса и диаметров продольных стержней следует принимать не
менее указанных в табл. 24. Диаметр поперечной арматуры назначается по
наибольшему диаметру продольной арматуры в сечении колонны.
КонструкцияНаименьший допускаемый диаметр мм стержней поперечной
каркаса арматуры при диаметре продольных стержней мм
для продольной для поперечной
арматуры диаметром d1 арматуры
Сборные и монолитные высотой 15 ( аб ( d1 аб ( 10
поперечного сечения менее 250
Сборные и монолитные высотой
поперечного сечения 250 мм и
из бетона проектной марки 20 ( аб ( d1 аб ( 15
из бетона проектной марки М25020 ( аб ( d1 - 5 аб ( 15
Монолитные фундаментные балки 30 ( аб ( d1 аб ( 15
Сборные фундаментные балки из 30 ( аб ( d1 - 5 аб ( 15
бетона марки М250 и более
93. Балки армируют продольной и поперечной арматурой а при вязаных
каркасах кроме того и отогнутой.
Площадь сечения рабочий арматуры балок определяется расчетом и должна
удовлетворить требованиям п. 3.8 настоящего Руководства.
94. Для продольной рабочей вязаной арматуры балок высотой сечения 400
мм и более рекомендуется применять стержни диаметром не менее 12 мм. Для
продольной арматуры устанавливаемой по конструктивным соображениям а
также для продольных монтажных стержней сварных каркасов сборных балок
допускается применять стержни и меньших диаметров.
Продольную рабочую арматуру рекомендуется назначать из стержней
одинакового диаметра. Если же применяются стержни разных диаметров
(количество которых рекомендуется не более двух) стержни большего диаметра
следует размещать в первом ряду в углах сечения и при вязаных каркасах - в
местах перегиба хомутов.
Стержни продольной рабочей арматуры должны размещаться равномерно по
ширине сечения балки или ребра и как правило не более чем в три ряда. При
этом в третьем ряду должно быть не менее двух стержней. Размещение стержней
последующих рядов над просветами (в пролете) или под просветами (на опорах)
предыдущих рядов запрещается.
Рис. 84. Расположение продольной арматуры в поперечном сечении балки
а - сварная арматура; б - вязаная арматура
95. Расстояния в свету между отдельными стержнями продольной вязаной
арматуры а также между продольными стержнями соседних сварных сеток должны
приниматься не менее наибольшего диаметра стержней и не менее для нижней
арматуры 25 мм а для верхней арматуры - 30мм.
Максимальное число продольных стержней одинакового диаметра которое
можно расположить в одном ряду по ширине поперечного сечения балки дано в
При расположении нижней арматуры более чем в два ряда по высоте сечения
расстояния между стержнями расположенными в третьем и следующих рядах
должны приниматься не менее 50 мм. Расположение сварной и вязаной арматуры
в сечении балок показано на рис. 84.
Ширина Арматура Максимальное число продольных стержней
сечения в сеченииодинакового диаметра размещаемых в одном ряду
балки мм балки балки при диаметре стержней мм
арматуры распределительной
диаметром d1 арматуры диаметром
Сборные плиты из бетона проектной
марки менее М250 и монолитные
плиты независимо от марки бетона
до 100 включительно 10 мм ( аб ( d1 10 мм ( аб ( d2
более 100 до 250 15 мм ( аб ( d1 10 мм ( аб ( d2
0 и более 15 мм ( аб ( d1 15 мм ( аб ( d2
Сборные плиты из тяжелого бетона
проектной марки М250 и более
до 100 включительно 10 мм ( аб ( (d1 10 мм ( аб ( (d2 -
более 100 до 250 15 мм ( аб ( (d1 10 мм ( аб ( (d2 -
0 и более 15 мм ( аб ( (d1 15 мм ( аб ( (d2 -
Примечание. В сборных плитах из тяжелого бетона проектной марки М250 и
более изготовляемых на заводах в металлических формах и защищаемых сверху
(в сооружении) бетонной подготовкой или стяжкой допускается для верхней
арматуры принимать толщину защитного слоя не менее 5 мм.
Минимальная толщина сборных плит должна определяться из условий
обеспечения требуемых толщин защитных слоев бетона и условий расположения
арматуры по толщине плиты.
Толщины монолитных плит h мм рекомендуется принимать 40 50 60 70
100 120 140 160 180 200 250 300 далее кратно 100.
129. Толщина бетонного защитного слоя для рабочей арматуры плит
находящихся в обычных условиях эксплуатации должна удовлетворять
требованиям пп. 3.3; 3.4; 3.5; 3.6 и приниматься по табл. 30 настоящего
Концы продольных рабочих стержней не привариваемых к анкерующим деталям
должны отстоять от торца плиты на расстоянии не менее:
мм - для сборных плит перекрытий и стеновых панелей пролетом до 12 м
мм - для монолитных плит длиной до 6 м включительно;
мм - для монолитных плит длиной более 6 м.
130. Плиты как правило должны армироваться сварными сетками.
Вязаную арматуру допускается применять для сравнительно небольших
монолитных участков сборных перекрытий и монолитных плит с большим числом
неупорядоченных отверстий а также в случаях когда применение сварной
арматуры не допускается по условиям эксплуатации согласно прил. 2.
Диаметр рабочих стержней сварной арматуры плит рекомендуется принимать не
менее 3 мм а вязаной - не менее 6 мм.
131. Расстояния между осями стержней рабочей арматуры в средней части
пролета плиты (внизу) и над опорой (в верху многопролетных плит) должны
быть не более: 200 мм - при толщине плиты h 150 мм; 15h - при толщине
Расстояния между стержнями доводимыми до опоры плиты не должны
превышать 400 мм причем площадь сечения этих стержнем на один метр ширины
плиты должна составлять не менее 13 площади сечения стержней в пролете
определенной расчетом по наибольшему изгибающему моменту.
132. Площадь сечения рабочей арматуры плит определяется расчетом и
должна удовлетворять требованиям п. 3.8 настоящего Руководства. Диаметр и
шаг стержней этой арматуры можно подбирать по табл. 31.
Площадь сечения распределительной арматуры в балочных плитах должна
составлять не менее 10 % площади сечения рабочей арматуры в месте
наибольшего изгибающего момента. Диаметр и шаг стержней этой арматуры в
зависимости от диаметра и шага стержней рабочей арматуры рекомендуется
назначать по табл. 32.
Шаг Площадь поперечного сечения арматуры на 1 м ширины плиты см2
стержнепри диаметре стержней мм
Стержневая Ст3сп3 380-75781-76 - 40 180°; С =А-I 220АI
горячекатан 1* 5 05d
А-II ВСт5сп2380-75781-710 - 40 180°; C =А-II 220AII
Ас-II 18Г2С 5781-5781-740 - 80
ГТ 5781-5781-710 - 32 180°; C =
Стержневая 25Г2С 5781-5781-76 - 40 90°; C = А-III 220AIII
горячекатан 75 5 3d
ГС 5781-5781-76 - 40
То же 80С 5781-5781-710 - 18 45°; C = A-IV 216AIV
класса А-IV 75 5 5d
ХГ2Ц 5781-5781-710 - 22 45°; C =
То же 23Х2Г2Т5781-5781-710 - 22 45°; C = A-V 220AV
Обыкновенна- 380-76727-53 - 8 180°; C =B-I 25BI
Обыкновенна- 380-7ТУ 3 - 5 180°; C =Bp-I 25BpI
УКАЗАНИЯ ПО ПРИМЕНЕНИЮ АРМАТУРНЫХ СТАЛЕЙ
Основные виды арматурных сталей и области их применения в железобетонных
конструкциях в зависимости от характера действующих нагрузок и расчетной
температуры (знак плюс означает «допускается» знак минус - «не
Вид арматуры Класс Марка ДиаметУсловия эксплуатации конструкций
и документы арматустали р мм
статические нагрузки динамические и многократно повторяющиеся
в на открытом воздухе и в неотапливаемыхв на открытом воздухе и в неотапливаемых
отапливаезданиях при расчетной температуре отапливаезданиях при расчетной температуре
ГОСТ класс марка толщина закладные закладныезакладны
проката ммдетали детали е детали
рассчитываемырассчитывконструк
е на усилия аемые на тивные
статических динамичесрассчиты
нагрузок ких и ваемые
КТ-2 [pic] ГоризонтальКонтактная A-I 6 - 40 В соединениях типа КТ-2
Крестообразн ное точечная и КТ-3 отношение
ое ГОСТ меньшего диаметра
098-68 стержня к большему
КТ-3 [pic] » » A-I 6 - 40 В соединениях типа КТ-З
стержня к одному из
диаметра должно быть не
вертикальное положение
стержней как правило
при сварке подвесными
СтыковоеКС-0 [pic] ГоризонтальКонтактная A-I 10 - 40 -
КС-Р [pic] То же То же A-III 10 - 40
КС-М [pic] » » А-II 10 - 80
ВО-Б [pic] » Ванная A-I 20 - 40 Сварка выполняется в
одноэлектродн инвентарных формах
Стыковое ВП-Г [pic] » Ванная A-I 20 - 40 То же
ВМ-1 » Ванная A-I 20 - 40
ВП-В [pic] ВертикальноВанная A-I 20 - 40 -
ВМ-2 [pic] ГоризонтальВанная A-I 20 - 40 Рекомендуется также
ное многоэлектрод применение
ная одноэлектродной ванной
Стыковое - [pic] » Ванная A-I 20 - 32 -
Стыковое - [pic] ГоризонтальВанно-шовная A-I 20 - 40 Сварка открытой дугой
ное с желобчатой голой проволокой
накладкой допускается для
стержней диаметром 25 -
[pic] ГоризонтальПолуавтоматичА-II 20 - 80
вертикальномногослойными
Стыковое - [pic] ВертикальноМногослойнымиA-I 20 - 40 Суммарную площадь
е швами с круглых накладок
желобчатой следует назначать в
подкладкой проекте или
или без нее рассчитывать по формуле
[pic] где Fн и Rа.н -
поперечного сечения и
расчетное сопротивление
стали накладок; Fa и Rа
- площадь поперечного
сечения и расчетное
сопротивление стали
стыкуемого стержня; ( -
учитывающий условия
арматуры классов A-I и
А-II (диаметры 10-40
классов А-II (диаметры
(диаметры 10 - 40 мм)
(диаметры 10-32 мм)
Стыковое- [pic] ГоризонтальДуговая A-I 10 - 40
ГОСТ ное и фланговыми
293-73 вертикальношвами
[pic] ГоризонтальДуговая A-I 10 - 40
- [pic] ГоризонтальДуговая A-I 10 - 40 Допускаются
Нахлесточное ное и фланговыми двусторонние фланговые
вертикальношвами швы длиной 4d для
е соединений стержнем из
- [pic] То же То же A-I 10 - 40 -
Н-1 [pic] ГоризонтальКонтактная A-I 6 - 14
Нахлесточное ное рельефная
Н-2 [pic] ГоризонтальКонтактная A-I 6 - 16
ТавровоеТ-1 [pic] ВертикальноПол флюсом A-I 8 - 40
пластины присадочного
Примечание. На схемах поз. 7 8 и 9 прил. 4 указана соответствующая длина
фланговых швов: 6d и 3d - для арматуры класса A-I; 8d и 4d - для арматуры
класса А-Ш; 10 d и 5 d - для арматуры класса A-IV и A-V.
СОРТАМЕНТ ГОРЯЧЕКАТАНОЙ СТЕРЖНЕВОЙ АРМАТУРЫ
НоминальнНаружный Расчетная площадь поперечного сечения см2 при числе ТеоретичеПрокатываемые
ый диаметр стержней ская диаметры из арматуры
диаметр стержней масса 1 класса
мм периодическог м кг
АТМС-14Х75-7-1 (7-2) МТМС-10(35 МТМ-32
Диаметр стержней мм:
продольных (d1) 3 - 12 3 - 8 12 - 32 3 - 8 3 - 18
продольных 30 - 150 50 - 175 [pic] 30 - 300 [pic]
Примечания: 1. При сварке сеток на машине ATMC-14(75-7-2 переменный шаг
поперечных стержней составляет 60 - 200 или 140 - 300 мм.
При сварке сеток на машине МТМ-09 возможно применение мерных
продольных стержней диаметром до 16 мм. При этом не будет обеспечена
приварка трех последних поперечных стержней.
ТЕХНИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ СТАНКОВ ДЛЯ ГИБКИ АРМАТУРНЫХ СЕТОК
Показатель Тип станка
См-516А 7251А конструкции
Наибольшая ширина сетки мм 3500 3200 3000
Наибольшая длина сетки мм 6000 6000 6000
Число изгибаемых стержней 34 15 30
Наибольший диаметр изгибаемых
стержней из арматуры мм класса:
А-II и А-III 10 10 20
Наибольший угол загиба град 105 135 180
Наибольшая длина отгиба мм 700 - -
Наименьшая длина отгибаемого 50 50 50
ТЕХНИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ОДНОТОЧЕЧНЫХ МАШИН ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ ПРИМЕНЯЕМЫХ
ДЛЯ СВАРКИ ПЛОСКИХ АРМАТУРНЫХ ИЗДЕЛИЙ А ТАКЖЕ ЗАКЛАДНЫХ ДЕТАЛЕЙ
Конструктивные параметры арматурныхТип машины
изделий и закладных деталей
МТ-1207 МТ-1607 МТ-2507 МТ-4001 МТП-1501200 МТП-2001200
МТ-1210 МТ-1610 MT-2510 МТ-4017 МТ-2002
МТ-1217 МТ-1613 MT-2517
Ширина (габаритная) мм ( 500 ( 500 ( 500 ( 500 ( 1200 ( 1200
Класс арматуры поперечной Диаметры мм 5 - 22 5 - 18 5 - 10 6 - 28
Примечания: 1. При сварке арматурных изделий с поворотом на 180( их
ширина по договоренности с изготовителем может быть увеличена в 2 раза.
Длина арматурных изделий количество продольных и поперечных стержней
или анкеров в закладной детали не зависят от конструкции машины.
ТИПЫ И ТЕХНИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПОДВЕСНЫХ СВАРОЧНЫХ МАШИН
Тип машины Конструктивные параметры сеток (каркасов) Тип Минимальный
Класс арматурных Максимальный диаметр тонкого стержня в соединении с
стержней отношением диаметров

Пояснилка.doc

Компоновка поперечной рамы одноэтажного промышленного
Расчет преднапряженной двускатной балки покрытия . 8
1 Расчетные данные . .. . ..8
2 Расчетный пролет и
3 Предварительный подбор напрягаемой арматуры . 12
4 Определение геометрических характеристик приведенного
5 Определение потерь предварительного напряжения 16
6 Расчет прочности по наклонным сечениям . .. 19
7 Проверка прочности по нормальным сечениям . 21
7.1 Стадия изготовления и монтажа . ..21
7.2 Стадия эксплуатации .23
8 Расчет по образованию трещин 24
8.1 Стадия изготовления .. 24
8.2 Стадия эксплуатации ..25
9 Расчет по раскрытию нормальных трещин 26
9.1 Стадия изготовления и монтажа ..26
9.2 Стадия эксплуатации .28
10 Определение прогиба балки ..29
Статический расчет поперечной рамы . .35
1 Определение нагрузок на раму . 35
2 Определение усилий в средних колоннах рамы .. . 38
3 Определение усилий в крайних колоннах рамы .. . 38
4 Усилия в колоннах рамы от постоянной нагрузки.. . 39
5 Усилия в колоннах рамы от снеговой нагрузки.. . . 40
6Усилия в колоннах рамы от крановой нагрузки.. . .41
7 Расчет на действие горизонтальной нагрузки.. . .. . . 41
8 Расчет на действие ветровой нагрузки.. 42
Расчет сплошной железобетонной колонны . .. . . . .46
1 Данные для расчета . . 46
2 Расчет сечения 1-0 на уровне верха консоли . .. ..46
2.1 Расчет в плоскости изгиба . .. ..46
2.2 Расчет из плоскости изгиба .. . .. ..48
3 Расчет сечения 2-1 . .. 48
3.1 Расчет в плоскости изгиба . .. ..48
3.1 Расчет из плоскости изгиба . .. 51
Расчет фундамента под двухветвевую колону . . ..52
1 Данные для расчета ..52
2 Определение геометрических размеров фундамента . ..52
3 Расчет арматуры фундамента . .53
Основные буквенные обозначения .56
Список использованных источников ..58
Компоновка поперечной рамы одноэтажного промышленного здания
В качестве несущей конструкции задана железобетонная двутавровая балка
пролётом 21 м трапециевидным очертанием с постоянным уклоном (1:12).
Плиты покрытия предварительно напряженные железобетонные ребристые
Подкрановые балки принимаем железобетонные предварительно напряжённые
высотой 1 м. Наружные стены панельные навесные
опирающиеся на опорные столики колонн на отметки 78 м. Стеновые панели
и остекление ниже отметки 78 м также навесные опирающиеся
на фундаментную балку.
Отметка кранового рельса 101 м. Высота кранового рельса 015 м.
Колонны имеют длину от обреза фундамента до верха подкрановой консоли:
От верха подкрановой консоли до низа стропильной конструкции:
Длина колонны равна [pic] принимаем
[pic]- кратно 06 м. С учетом расстояния от верха фундамента до уровня
Высота надкрановой части [pic].
Полная высота здания равна:
Поскольку высота колонны [pic] грузоподъемность крана
[pic] пролет здания [pic] принимаем сплошные колонны.
Колонны крайнего ряда при высоте от пола до низа балки [pic] и при шаге
колонн 6 м располагаются с нулевой привязкой совмещая
наружные грани колонн и внутренние поверхности стен с продольными осями.
Соединение колонн с балками выполняется сваркой закладных деталей и в
расчётной схеме поперечной рамы считается шарнирным.
Рисунок 1 - Компоновка сечений колонны:
колонны; б) крайней колонны.
Пространственная жесткость каркаса обеспечивают колонны защемленные в
фундаментах жесткий диск покрытия и система стальных связей
(вертикальных и горизонтальных).
В продольном направлении устойчивость каркаса в целом обеспечивают
крестовые металлические связи по колоннам. Такие связи устраиваются в
одном шаге каждого ряда колонн посредине температурного блока на высоту
от пола до низа подкрановых балок. Связи-фермы имеют номинальную длину 6
м и высоту равную высоте фермы на опоре (09 м) и располагаются в
крайних ячейках температурного блока а поверху каждого продольного ряда
колонн располагаются стальные распорки. Посредством связей-ферм
продольные горизонтальные усилия с диска покрытия передаются на колонны
и в конечном счете на вертикальные связи по колоннам.
Рисунок 2 - Температурные блоки и связи каркасного
- вертикальные связи по
- вертикальные связи-фермы;
Рисунок 3 - Компоновка поперечного сечения рамы
Расчет предварительно напряженной двускатной двутавровой балки покрытия
Район строительства: VI снеговой район.
Расчетная снеговая нагрузка - [pic]
Пролёт балки: [pic].
Бетон тяжелый класса В35 с расчетными характеристиками при коэффициенте
условий работы [pic]:
Предварительно напрягаемая арматура класса 6 Вр1400 [pic]
Ненапрягаемая арматура класса А300:
и из обыкновенной арматурной проволоки класса В500 [pic].
Способ натяжения арматуры – электротермический на упоры форм. Изделие
подвергается тепловой обработке (пропарке) при атмосферном давлении.
Влажность воздуха более 40%.
2 Расчетный пролет и нагрузки
Расчетный пролет принимаем равным расстоянию между анкерными болтами
Подсчёт нагрузок на 1 м2 балки с учетом коэффициента надежности по
назначению здания [pic] выполнен в таблице 1.
Нагрузка на балку от плит перекрытия в местах опирания их продольных
ребер передается в виде сосредоточенных грузов (рисунок 4 б); однако при
числе таких грузов [pic] нагрузку условно можно считать равномерно
Таблица 1 – Подсчет нагрузок на балку
Наименование нагрузки Нагрузка кПа [pic
Нормативная Расчетная
Нагрузка на 1м2 балки
Железобетонные плиты 3х6 м 157 149 164 11
Обмазочная пароизоляция[pic] 005 0048 0062 13
Асфальтовая стяжка [pic] 088 084 109 13
Рубероид (3 слоя) [pic] 015 0143 019 13
Вес балки:[pic] 0936 0889 098 11
Итого: постоянная от покрытия 3586 341 395 -
Временная полная 28 4 4 -
в.т.ч. длительнодействующая 60% 168 24 24 -
кратковременная 28 4 4 -
Полная 6386 741 795 -
Продолжительно действующая 5266 581 635 -
Нагрузка на 1 п.м. балки (с полосы шириной 6 м)
Полная 3832 4446 477 -
Продолжительно действующая 316 3486 381 -
-0 - по грани опоры балки;
I-I - на расстоянии 16 пролета от опоры;
II-II - в месте установки монтажной петли;
III-III- на расстоянии 13 пролета от опоры;
IV-IV - на расстоянии 037 пролета от опоры (опасное сечение при
V-V - в середине пролета.
Рисунок 4 – Расчетная схема балки и расположение сечений:
а) расположение анкерных болтов;
б) схема загружения балки;
в) расположение расчетных сечений.
Сечения 0-0 I-I III-III и V-V рассматриваются при оценке
трещиностойкости и жесткости балки в стадии эксплуатации; сечение II-II
– для оценки прочности и трещиностойкости в стадии изготовления и
монтажа; сечение IV-IV – для подбора продольной арматуры балки.
Изгибающие моменты в сечениях определяем из выражения
[pic]рассматриваемое расстояние от оси опоры до
рассматриваемого сечения;
Поперечная сила на опоре:
от полной нагрузки [pic]
от продолжительно действующей нагрузки [pic]
Распределенную по длине балки нагрузку собираем с грузовой площади и
суммируем с нагрузкой от веса конструкции с учетом изложенного.
Вес балки покрытия 120 кН длина 2096 м. Нагрузка от веса балки на 1 м
ее длины составляет кНм:
Расчетная при [pic]: [pic].
Тоже при [pic]: [pic].
суммируют с нагрузкой от веса конструкции с учетом изложенного.
Расчетная нагрузка при [pic]:
временная длительная [pic]:
кратковременная [pic].
Продолжительно действующая [pic].
Полная (продолжительно действующая и кратковременная):
временная длительная [p
Продолжительно действующая [pic]
Полная (продолжительно действующая и кратковременная)
Значения изгибающих моментов приведены в таблице 2.
Таблица 2 – Изгибающие моменты в сечениях
Сечения Моменты [pic] при коэффициенте надежности
от от полной нагрузки от полной
продолжительной нагрузки
I-I 345 98544 166388 175562
II-II 445 119739 202175 213322
III-III 690 157670 266221 280899
IV-IV 766 165397 279267 294665
V-V 1035177379 299498 316011
3 Предварительный подбор продольной напрягаемой арматуры
Поскольку потери предварительного напряжения пока неизвестны требуемую
площадь сечения напрягаемой арматуры определим приближенно а после
вычисления потерь проверим несущую способность. Подбор сечения
предварительно напряженной арматуры ведем без учета конструктивной
Рассматриваем сечение IV-IV как наиболее опасное:
[pic][pic] при симметричном расположении арматуры по высоте нижнего
пояса. В верхнем поясе балки предусматриваем конструктивную арматуру в
количестве 412 А300 с [pic].
[p в нижнем поясе - 45 В500 ([pic]) в виде сетки охватывающей
напрягаемую арматуру.
Рабочая высота сечения
Граничная относительная высота сжатой зоны бетона
[pic]при коэффициенте условий работы [pic].
Устанавливаем положение границы сжатой зоны
следовательно нижняя граница сжатой зоны проходит в пределах верхнего
Вспомогательные коэффициенты (с учетом арматуры [pic]):
Требуемая площадь сечения напрягаемой арматуры
Принимаем 486 Вр1400 с [pic]которую равномерно распределяем по нижнему
Площадь ненапрягаемой арматуры в сжатой зоне бетона (полке)
конструктивно 412 A300 с [pic] в растянутой зоне
5 B500 с As = 0.785*10-4 м2 в виде сетки охватывающей напрягаемую
4 Определение геометрических характеристик приведенного сечения
При определении геометрических характеристик сечений учитываем
только предварительно напряженную арматуру. Последовательность
вычислений приведем для сечения IV-IV.
Площадь приведенного сечения:
Статический момент приведенного сечения относительно нижней грани:
[pic] Расстояние от центра тяжести сечения до нижней грани:
Момент инерции сечения относительно центра тяжести
Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего нижнего волокна
Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего верхнего волокна
Упругопластический момент сопротивления для нижнего волокна (для
удобства вычислений размеры приняты в см.) согласно п.117
[1]определяется в предположении отсутствия продольной силы N и усилия
предварительного обжатия P по формуле
Положение нулевой линии определяется из условия
где [pic] - статический момент площади бетона сжатой зоны относительно
[pic] - статический момент площади
арматуры сжатой зоны относительно нулевой линии;
[pic]-статический момент площади арматуры растянутой зоны относительно
[pic] - площадь растянутой зоны в
предположении что [pic].
Упругопластический момент сопротивления для крайнего растянутого
момент инерции площади сжатой зоны относительно нулевой линии;
[pic] - момент инерции сечения арматуры растянутой зоны относительно
[pic] - момент инерции площади сечения арматуры сжатой зоны относительно
[pic] статический момент площади растянутого сечения относительно
Положение нулевой линии двутаврового сечения при растянутой верхней зоне
определяем по той же методике в предположении что[pic]
[pic] - площадь растянутой зоны в предположении что [pic].
Геометрические характеристики остальных приведенных сечений балки
вычислены по аналогии и приведены в таблице 3.
Таблица 3 – Геометрические характеристики приведенных сечений балки
Сечение [pic] [pic] [pic]
-0 3496 1645 образуются
I-I 463 2324 образуются
II-II 62168 25628 образуются
III-III 6794 3302 образуются
IV-IV 7039 3496 образуются
V-V 7859 4207 образуются
8.2 Стадия эксплуатации
Расчет по образованию нормальных трещин производится в условиях (5.7)
где [pic] - изгибающий момент от внешних нагрузок с коэффициентом
надежности по нагрузке [p [pic] - момент воспринимаемый сечением
при образовании нормальных трещин; здесь [pic] - момент усилия обжатия
относительно ядровой точки сечения наиболее удаленной от грани
трещиностойкость которой проверяется (на данной стадии проверяется
трещиностойкость нижней грани балки следовательно момент [pic]
определяется относительно верхней ядровой точки сечения). Расчет
проводим на примере сечения IV-IV. По таблице 4 усилие обжатия [pic]
его эксцентриситет [pic] изгибающий момент в сечении IV-IV по таблице 2
Максимальное напряжение в крайнем сжатом волокне бетона
[pic][pic] принимаем [pic] тогда [pic].
Момент образования трещин
При [pic] в стадии эксплуатации в нижней грани балки образуются
нормальные трещины и необходимо выполнить расчет по их раскрытию.
Результаты определения момента образования трещин [pic] для остальных
сечений приведены в таблице 6.
Таблица 6 – К расчету образования трещин в стадии
Сечение Моменты [pic] Нормальные трещины
-0 8618 61838 Не образуются
I-I 166388 85573 Образуются
II-II 202175 198287 Образуются
III-III 266221 219539 Образуются
IV-IV 279267 248666 Не образуются
V-V 299498 249699 Образуются
9 Расчет по раскрытию нормальных трещин
9.1 Стадия изготовления и монтажа.
Проверяем раскрытие трещин в сечении II-II. В данном сечении действует
усилие обжатия [pic] с эксцентриситетом [pic] и момент от собственного
веса (с учетом коэффициента динамичности [pic])
[p рабочая высота сечения [pic].
Вычисляем вспомогательные коэффициенты и параметры.
Эксцентриситет усилия [pic] относительно центра тяжести растянутой
арматуры верхнего пояса балки
Заменяющий момент всех усилий относительно центра тяжести растянутой
арматуры верхнего пояса
Плечо внутренней пары сил в сечении с трещиной
Напряжение в растянутой арматуре верхнего пояса балки
- неупругие деформации в арматуре не возникают.
Ширина непродолжительного раскрытия начальных трещин
где [pic][4 п.4.15].
Рассматриваем наиболее напряженное сечение IV-IV в котором действует
усилие обжатия [pic] с эксцентриситетом [pic] и момент от полной
нагрузки [pic] в т.ч. момент от продолжительно действующей нагрузки
[p высота сечения [pic] рабочая высота [pic].
Определяем непродолжительное раскрытие трещин от полной нагрузки.
Вспомогательные коэффициенты и параметры
Относительная высота сжатой зоны в сечении с трещиной
следовательно высота сжатой зоны бетона [pic].
Так как растянутая арматура расположена в два ряда по высоте сечения
нижнего пояса напряжения в ней определяем с учетом коэффициента [pic]
где [pic]- расстояние до центра тяжести всей растянутой арматуры нижнего
пояса балки; [pic] то же до нижнего ряда стержней.
Приращение напряжений в растянутой арматуре
Средний диаметр растянутой арматуры
Ширина непродолжительного раскрытия трещин
Определим непродолжительное (начальное) раскрытие трещин от
продолжительно действующей нагрузки.
Высота сжатой зоны [pic]мм в данном случае не изменится (с уменьшением
нагрузки она увеличивается) поэтому не изменится и плечо внутренней
пары сил [pic]. Тогда приращение напряжений в растянутой арматуре
Следовательно трещины от продолжительных нагрузок не образуются.
Полная (непродолжительная) ширина раскрытия трещин
10 Определение прогиба балки
В соответствии с таблицей 19 разд.10[2] для элементов покрытий зданий
производственного назначения прогиб ограничивается эстетико-
психологическими требованиями и определяется только от продолжительно
действующих нагрузок (постоянных и временных длительно действующих).
Наша балка представляет сквозной стержень переменного сечения прогиб
которого приближенно можно определить по формуле (5)
[pic]- кривизна в сечении посередине пролета.
Значения этих кривизн определяются при отсутствии трещин в растянутой
зоне согласно указаниям п. 4.27-4.29[4] а при наличии трещин согласно
В нашем примере из таблицы 2 и 6 следует что при действии момента
[pic]от постоянной и временной нагрузок в сечении 0-0 трещины не
образуются [pic] а в сечениях I-I III-III V-V – образуются[pic] и
полные кривизны в сечениях должны определяться соответственно по
[pic] - кривизна от постоянных и длительных нагрузок (без учета усилия Р
здесь Ml - момент от соответствующей внешней нагрузки относительно оси
нормальной к плоскости действия изгибающего момента и проходящей через
центр тяжести приведенного сечения;
(b1 =085 коэффициент учитывающий влияние кратковременной ползучести
бетона для бетонов тяжелого мелкозернистого и легкого при плотном
[pic] - коэффициент принятый по п. 4.28[4] для сечения без начальных
[pic] - кривизна обусловленная выгибом элемента от кратковременного
действия усилия предварительного обжатия Р;
[pic]- кривизна обусловленная выгибом элемента вследствие усадки и
ползучести бетона от усилия предварительного обжатия и определяемая по
здесь [pic] - относительные деформации бетона вызванные его
усадкой и ползучестью от усилия предварительного обжатия и определяемые
соответственно на уровне центра тяжести растянутой продольной арматуры и
крайнего сжатого волокна бетона по формулам:
Тогда полная кривизна для сечения 0-0:
Сечения I-I III-III V-V
Полная кривизна сечения I-I
Полная кривизна сечения III-III
Плечо внутренней пары сил в сечении с трещиной:
Полная кривизна сечения V-V:
Итого прогиб балки по формуле 5 составляет
[pic]где [pic] - предельно допустимый прогиб по таблице 19 разд.10 [2].
Статический расчет поперечной рамы
1 Определение нагрузок на раму
Таблица 7 - Нагрузка от веса покрытия
Наименование НормативнаяКоэффициент Расчётная Р
нагрузки Рн надежности Па
Жб плиты 3х6 м1570 11 1727
Обмазка 5 мм 50 13 65
Асфальтовая стяжка440 13 572
Рубероид 12 мм 150 13 195
Итого от покрытия 2210 2559
Расчётное опорное давление
- от балки: [pic]- при шаге колонн 6 м.
Расчётная нагрузка от веса покрытия с учётом коэффициента
надёжности по назначению [pic]:
- на крайнюю колонну [p
- на среднюю колонну [pic].
Расчётная нагрузка от веса стеновых панелей и остекления передаваемая на
колонну выше отметки 78 м до 15 м:
Эта нагрузка передается на колонну в уровне подкрановых консолей то есть
Эта нагрузка через фундаментные балки передается непосредственно на
фундаменты и не оказывает влияния на колонны.
Расчётная нагрузка от веса подкрановых балок и кранового пути:
Расчётная нагрузка от веса колонны
надкрановая часть [pic]
подкрановая часть [pic]
Расчётная снеговая нагрузка при [pic]:
- на крайнюю колонну [pic]
- на среднюю колонну[pic].
Сумма ординат линий влияния:
Рисунок 6 - Линия влияния давления на колонну
Вес поднимаемого груза Q=300 кН
Расчётное максимальное давление на колесо крана при [pic]
Расчётная поперечная тормозная сила на одно колесо
Вертикальная крановая нагрузка на колонны от двух сближённых кранов с
коэффициентом сочетания 085
Вертикальная крановая нагрузка на колонну от четырёх кранов с
коэффициентом сочетания 07:
Горизонтальная крановая нагрузка на колонну от двух кранов при
поперечном торможении
[pic] аэродинамический коэффициент для наружных стен с наветренной стороны
равен [pic] с подветренной [pic]
Нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки [pic] с
наветренной стороны равно:
- для части здания высотой до 5 м от поверхности земли
- для высоты до верха колонны 132 м:
- для высоты до верха навесных панелей 15 м:
- с наветренной стороны на высоте верха колонны 132 м:
- на высоте верха навесных панелей 15 м:
Переменную по высоте ветровую нагрузку с наветренной стороны заменяют
равномерно распределённой эквивалентной по моменту в заделке консольной
с подветренной стороны [pic]
Расчётная равномерно распределённая нагрузка на колонны до
отметки 132 м при коэффициенте надёжности по нагрузке [pic]
коэффициенте надёжности по назначению [pic]:
- с наветренной стороны
- с подветренной стороны
Расчётная сосредоточенная ветровая нагрузка выше отметки 132 м:
2 Определение усилий в средних колоннах
Моменты инерции сечений:
3 Определение усилий в крайних колоннах рамы
4 Усилия в колоннах рамы от постоянной нагрузки
Рисунок 7 - Схема приложения постоянных нагрузок на колонну:
Продольная сила [pic]
Согласно принятому в расчете правилу знаков реакция направленная вправо
положительна. Реакция правой колонны:
Согласно принятому в расчете правилу знаков реакция направленная
вправо положительна. Реакция правой колонны: [pic]
Упругая реакция для крайней колонны[pic]
Продольные силы в колонне
Упругая реакция для средней колонны [pic]
5 Усилия от снеговой нагрузки
а) для крайней колонны:
б) для средней колонны:
6 Усилия в колоннах от крановой нагрузки
) Два крана с Ммах на крайней колонне:
)Два крана с Ммах на средней колонне:
)Четыре крана с Ммах на средней колонне:
7 Расчёт на действие горизонтальной нагрузки
8 Расчёт рамы на действие ветровой нагрузки
При единичном смещения верха рамы
Реакции в дополнительной связи основной системы от действия ветровой
- реакция в верхней опоре левой колонны
- реакция в левой колонне
- реакция дополнительной связи
- реакция левой колонны
- реакция правой колонны
- реакция средней колонны
Средняя колонна [pic].
При изменении направления ветра усилия в стойках рамы-блока будут обратно
На основании выполненного расчёта составляем таблицу расчётных усилий М
Q N в сечении колонны. В каждом сечении колонны определяем комбинации
усилий. В соответствии с главой СНиПа «Нагрузки и воздействия» и нормами
проектирования железобетонных конструкций рассматриваем две группы
основных сочетаний нагрузок с различными коэффициентами условий работы
бетона [pic] и коэффициентами сочетаний [pic].
Расчёт сплошной железобетонной колонны среднего ряда
1 Данные для расчёта
Арматура класса А300 [pic]
Бетон класса В20 [pic]
2 Расчёт сечения 1-0 на уровне верха консоли
2.1 Расчет в плоскости изгиба
Таблица 10 – Усилия в сечении 1-0
Усилия 1-я комбинация 2-я комбинация 3-я комбинация
М кНм 2915 -3617 2915
N кН 54766 54766 65109
Усилия от продолжительного действия нагрузки [pic].
Расчет производим исходя из наиболее невыгодной комбинации нагрузок то
есть исходя из комбинации 3.
[pic]- т.к. в комбинацию включена снеговая крановая ветровая нагрузки
[pic]необходимо учитывать влияние прогиба элемента на его прочность.
Условная критическая сила равна:
Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона при [pic]
При [pic] требуемая площадь сечения симметричной арматуры
По конструктивным требованиям минимальная площадь сечения продольной
арматуры при гибкости [pic] составляет:
Принимаем в надкрановой части колонны у граней перпендикулярных
плоскости изгиба (коротких граней) по 316 A300 c [pic].
Коэффициент армирования сечения:
У широких граней предусматриваем по 112 A300 с тем чтобы расстояния
между продольными стержнями не превышали 400 мм.
Рисунок 8 - Армирование надкрановой части колонны
2.2 Расчет из плоскости изгиба
Расчетная длина надкрановой части колонны из плоскости изгиба
[pic]. За высоту сечения принимаем его размер из плоскости то есть
[pic]. При гибкости [pic] меньше минимальной гибкости в плоскости изгиба
[pic] расчет из плоскости изгиба можно не делать.
3 Расчёт сечения 2-1
3.1 Расчет в плоскости изгиба
Сечение колонны [pic]
Таблица 11 – Усилия в сечении 2-1
М кНм 446 1473 2056
N кН 66637 73185 16226
Поскольку [pic] значение [pic] определяем по формуле:
Рисунок 9 - Армирование подкрановой части колонны
3.2 Расчет из плоскости изгиба
Расчетная длина подкрановой части колонны из плоскости изгиба
[pic] тогда гибкость из плоскости
[pic] меньше гибкости в плоскости изгиба [pic]- следовательно расчет из
плоскости изгиба можно не выполнять.
Армирование надкрановой части колонны выполняется пространственными
каркасами собранными из плоских. Оголовок колонны усиливается сетками
косвенного армирования из стержней 5В500.
Принимаем сетки на расстоянии [pic]
с шагом [pic] но не менее 4 сеток - принимаем 4 сетки.
Диаметр хомутов надкрановой части принимаем из условия сварки с
продольной арматурой диаметром [pic] класса 4 В500 с шагом [pic] что
Диаметр хомутов подкрановой части принимаем из условия сварки с
продольной арматурой диаметром [pic] класса 4 В500 с шагом
[pic] что не более [pic].
Расчёт фундамента под сплошную колонну
Грунты основания – данные по грунтам взяты из расчёта скважины №4.
Грунт – песок пылеватый расчетное сопротивление[pic][pic].
Вес единицы объёма материала [pic]. Расчёт выполняется на наиболее
опасную комбинацию расчётных усилий в сечении 2-1.
Нормативные значения при [pic]
2. Определение геометрических размеров фундамента.
Глубину стакана фундамента принимают 90 см что не менее
Расстояние от дна стакана до подошвы фундамента принято 250 мм.
Полная высота фундамента [pic] принимается 1200 мм
Глубина заложения фундамента при расстоянии от планировочной
отметки до верха фундамента 150мм [pic]
Фундамент 3-х ступенчатый высота ступеней принята одинаковой по
Определяем предварительную площадь фундамента
5 – коэффициент учитывающий наличие момента.
Назначаем соотношение сторон [pic] получаем размеры:
При данных размерах фундамента условие прочности не удовлетворялось.
Графически определенные размеры фундамента составляют:
Определяем рабочую высоту фундамента из условия прочности на
Полная высота сечения [pic]принятой высоты сечения достаточно.
Определяем краевое давление на основание.
Изгибающий момент в уровне подошвы фундамента:
Нормативная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах:
При условии что [pic]
[pic]условия удовлетворяется.
3 Расчёт арматуры фундамента
Определяем напряжения в грунте под подошвой фундамента в направлении
длинной стороны без учёта веса фундамента и грунта на его уступах по
Расчётные изгибающие моменты:
Требуемое количество арматуры:
Принимаем 1412 A300 с[pic]с шагом s=02 м плюс
2 A300 с[pic]с шагом s=015 м. [pic]
Процент армирования [pic]
Арматуру укладываемую параллельно меньшей стороне фундамента
определяем по изгибающему моменту в сечении IV-IV:
Принимаем 1612 A300 с [pic] с шагом s=02 м.
Рисунок 10 - Конструкция внецентренно-нагруженного фундамента
Список использованных источников
«Колонны одноэтажных промышленных зданий» - Методические указания по
курсовому проекту №2 по курсу «Железобетонные конструкции» для студентов
всех форм обучения специальности 2903 – Промышленное и гражданское
Байков В.Н. Сигалов Э.Е. Железобетонные конструкции: Общий курс.
Учебник для ВУЗов. – 5-е изд. перераб. и дополн. – М.: Стройиздат 1991.
Голышев А.Б. и др. Проектирование железобетонных конструкций. Справочное
пособие. – Киев: Будивельник 1994. – 496с.
СНиП 2.03.01-84. Бетонные и железобетонные конструкции - М.: ЦИТП
Госстроя СССР 1985. – 79с.

Таблица .doc

Таблица 8 - Усилия в средней колонне
Нагрузка Коэфф1-0 1-2 2-1
М N 2915 54766 9441
Мm N -3617 54766 1393
M+ 6510 9441 159167 1827
М N 7433 34072 7978
M+ 1887 34072 6938 72756 -001 17861
623 3448 Без учёта крановых и ветровой МmaN 1+2 668
647 -5903 44491 -1301 17556 48358 - -1301

ОСНОВНЫЕ БУКВЕННЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.doc

ОСНОВНЫЕ БУКВЕННЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Усилия от внешних нагрузок и воздействий в поперечном сечении
М - изгибающий момент;
N - продольная сила;
Q - поперечная сила;
Т - крутящий момент.
Характеристики материалов
Rbn- нормативное сопротивление бетона осевому сжатию;
Rb Rbser - расчетные сопротивления бетона осевому сжатию для
состояний соответственно первой и второй групп;
Rbtn - нормативное сопротивление бетона осевому растяжению;
Rbt Rbtser - расчетные сопротивления бетона осевому растяжению
предельных состояний соответственно первой и
Rbond - расчетное сопротивление сцепления арматуры с бетоном;
Rs Rsser - расчетные сопротивления арматуры растяжению для
Rsw - расчетное сопротивление поперечной арматуры растяжению;
Rsc - расчетное сопротивление арматуры сжатию для предельных
Еb - начальный модуль упругости бетона при сжатии и растяжении;
Es - модуль упругости арматуры;
Еb0 Еbt0 - предельные относительные деформации бетона
равномерном осевом сжатии и осевом растяжении;
s0 - относительные деформации арматуры при напряжении равном
φbcr - коэффициент ползучести бетона.
Характеристики положения
продольной арматуры в поперечном сечении элемента
S - обозначение продольной арматуры: при наличии сжатой и
растянутой от действия внешней нагрузки зон сечения - расположенной
в растянутой зоне; при полностью сжатом от действия внешней
нагрузки сечении - расположенной у менее сжатой грани сечения; при
полностью растянутом от действия внешней нагрузки сечении:
для внецентренно растянутых элементов - расположенной у. более
растянутой грани сечения;
для центрально-растянутых элементов - всей в поперечном сечении
S’ - обозначение продольной арматуры:
при наличии сжатой и растянутой от действия внешней нагрузки зон
сечения - расположенной в сжатой зоне;
при полностью сжатом от действия внешней нагрузки сечении -
расположенной у более сжатой грани сечения;
при полностью растянутом от действия внешней нагрузки сечении
внецентренно растянутых элементов - расположенной у менее
растянутой грани сечения.
Геометрические характеристики
b - ширина прямоугольного сечения; ширина ребра таврового и
двутаврового сечений;
bf. bf’ - ширина полки таврового и двутаврового сечений
соответственно в растянутой и сжатой зонах;
h - высота прямоугольного таврового и двутаврового сечений;
hf. hf’ - высота полки таврового и двутаврового сечений
a а' - расстояние от равнодействующей усилий в арматуре
соответственно S и S' до ближайшей грани сечения;
h0. h0’ - рабочая высота сечения равная соответственно h-а и h-
х - высота сжатой зоны бетона;
- относительная высота сжатой зоны бетона равная [p
Sw - расстояние между хомутами измеренное по длине элемента;
е0 - эксцентриситет продольной силы N относительно центра
приведенного сечения определяемый с учетом указаний
е е' - расстояния от точки приложения продольной силы N до
равнодействующей усилий в арматуре соответственно S и
l0 - расчетная длина элемента подвергающегося действию
i - радиус инерции поперечного сечения элемента относительно
ds dsw - номинальный диаметр стержней соответственно продольной
поперечной арматуры;
As A's - площади сечения арматуры соответственно S и S';
Asw - площадь сечения хомутов расположенных в одной нормальной к
продольной оси элемента плоскости пересекающей наклонное
s - коэффициент армирования определяемый как отношение площади
арматуры S к площади поперечного сечения элемента bh0 без
сжатых и растянутых полок;
А - площадь всего бетона в поперечном сечении;
Аb - площадь сечения бетона сжатой зоны;
Abt - площадь сечения бетона растянутой зоны;
Аred - площадь приведенного сечения элемента;
I - момент инерции сечения всего бетона относительно центра
Ired - момент инерции приведенного сечения элемента относительно
W - момент сопротивления сечения элемента для крайнего

Курсовой проект по ЖБК 2 ферма.pdf

кафедра железобетонных и каменных конструкций
Тема: «Расчет и конструирование железобетонных конструкций
одноэтажного промышленного здания»
(для предварительного просмотра)
Сравнительная таблица бесплатной и полной версий проекта:
Для получения дополнительной информации а также по вопросам приобретения
полной версии курсового проекта в форматах Word Excel ACAD
обращайтесь по электронному адресу:
Дипломные и курсовые проекты ПГС
Московского Государственного Строительного Университета (МГСУ):
PDF version 5.0 080108
МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ
Кафедра железобетонных и каменных конструкций
одноэтажного промышленного здания».
Пояснительная записка.
) Пояснительная записка
Руководитель проекта:
Проект защищен с оценкой
для предварительного просмотра
Компоновка поперечной рамы
2. Геометрия и размеры колонн 4
3. Определение нагрузок на раму 10
Статический расчет поперечной рамы
1. Геометрические характеристики колонн 14
2. Усилия в колоннах от постоянной нагрузки 15
3. Усилия в колоннах от снеговой нагрузки 16
4. Усилия в колоннах от постоянной нагрузки 17
5. Усилия в колоннах от крановых нагрузок 17
6. Расчетные усилия в левой колонне 23
Проектирование стропильной сегментной фермы покрытия
1. Данные для проектирования 26
2. Определение нагрузок на ферму 26
3. Определение усилий в элементах фермы 27
4. Проектирование сечений элементов фермы 30
Расчет прочности двухветвевой колонны крайнего ряда
1. Данные для проектирования 38
2. Надкрановая сплошная часть колонны 38
3. Подкрановая двухветвевая часть колонны 40
4. Промежуточная распорка 44
Расчет фундамента под крайнюю колонну
1. Данные для проектирования 46
2. Определение геометрических размеров фундамента 46
3. Расчет прочности элементов фундамента 48
Список литературы 52
Компоновка поперечной рамы..
Требуется рассчитать и законструировать основные несущие
железобетонные конструкции одноэтажного промышленного здания.
Здание отапливаемое двухпролетное с открытыми тоннелями глубиной 36м вдоль
наружных продольных стен.
Район строительства – г. Смоленск.
Пролеты здания – 21м.
Длина здания – 180м (три температурных блока длиной 60м каждый).
Покрытие здания – утепленное.
Плиты покрытия железобетонные размером 3х12м и 15х12м.
Стропильные конструкции – железобетонные сегментные фермы пролетом 21м.
Устройство светоаэрационных фонарей не предусматривается цех оснащается лампами
Каждый пролет здания оборудован двумя мостовыми кранами с группой работы 5К и
грузоподъемностью 505т. Отметка верха кранового рельса 8м высота кранового
рельса 150мм (тип КР-100).
Подкрановые балки разрезные железобетонные предварительно напряженные
Наружные стены – панельные.
Для обеспечения пространственной жесткости здания в продольном направлении
предусмотрены стальные вертикальные связи по колоннам портального типа. Место
установки связей – середина температурного блока в пределах одного шага колонн на
высоту от пола до низа подкрановых балок.
Жесткость здания в поперечном направлении обеспечивается защемлением колонн
в фундаментах и размерами сечений колонн назначенными в соответствии с
рекомендациями гл.XII [1].
Жесткость диска покрытия в горизонтальной плоскости создается
крупноразмерными железобетонными плитами покрытия приваренными не менее чем в
-х точках к стропильным конструкциям. Швы между плитами должны быть
замоноличены бетоном класса В15.
Геометрия и размеры колонн.
Расстояние от пола до головки подкранового рельса H I = 88m
m . Высота надкрановой части
ступенчатой колонны определяется из условия:
H в = H кр + (hп.б . + 015) + а 2 = 315+(14+015)+015= 485м.
Высота подкрановой части колонны (средней):
H н = H I (hп.б . + 015) + а1 = 8-(14+015)+015= 66м.
Полная высота колонны при минимальном значении а2 :
H cр = H н + H в = 66+485= 1145м.
Тогда габаритный размер здания: H = H ср а1 = 1445-015= 113м.
Данный размер не кратен модулю 06м.
Тогда H в = 114+015-66= 495м ; H ср = 495+66= 1155-015= 114м.
Для крайних колонн: H н кр = 66+36= 102м ; H кр = 495+102= 1515-015= 15м.
Поскольку В=12м Q=50т Н=8м
( а пр = 250мм) привязка «250»
Размер сечений колонн:
в подкрановой части hн H н кр =
принимаем hн = 1200мм
hв = λ + а пр Вкр = 750+250-300-70= 630мм.
где λ =750мм – привязка кранового пути к разбивочной оси;
Вкр = 300мм – расстояние от оси кранового рельса до торца крана;
= 70мм – зазор между торцом крана и гранью колонны.
Принимаем hв = 600мм
Ширина колонны (принимается из трех значений):
Принимаем b = 500мм.
в подкрановой части hн H н =
= 066м принимаем hн=1600мм
в надкрановой части hв=600мм
= 033м ; b ≥ 0.5 м .
Окончательно принимаем ширину средних колонн b=400мм.
Размеры сечений ветвей двухветвенных колонн (в плоскости рамы):
Определение нагрузок на раму.
П о с т о я н н ы е нагрузки.
Нагрузка от веса покрытия.
Цементно-песчанная стяжка
( γ =18kHm3. =50mm).
( γ =3kHm3. =120mm).
(полиэтиленовая пленка)
Железобетонные ребристые
плиты покрытия (3х12м)
Расчетное опорное давление фермы:
- от покрытия Gn= g B =4052*12*212=51055
- от фермы Gф= 1142*11= 627 kH.
где γ f =11 – коэффициент надежности по нагрузке ;
4 кН – вес фермы (г.Смоленск; III снеговой район; пролет 21м)
Расчетная нагрузка на крайнюю колонну от веса покрытия с учетом коэффициента
надежности по назначению здания γ n =095;
G1=(51055+627)*095= 5446 кН.
Расчетная нагрузка на среднюю колонну от веса покрытия с учетом коэффициента
G2=2 G1=2*5446= 10892 кН.
Наружные панельные стены до отметки 600 м самонесущие выше – навесные.
Расчетная нагрузка от веса стеновых панелей и остекления на участке между отметками
Gw1=(g1hw1+g2hw2)B γ f γ n =(25*24+04*18)*12*11*095= 8427 кН.
где hw1=24 м – высота панелей;
hw2=18 м – высота окна.
Gw2=2.5*2*1.8*12*1.1*0.95= 112.86 кН.
Расчетная нагрузка от веса подкрановых балок и кранового пути.
Gс.в.=(115+15*12)*11*095= 139 кН.
5 кН - вес подкрановой балки пролетом 12 м;
кН – вес кранового пути.
Расчетная нагрузка от веса колонн:
а) надкрановая часть
Gc1.t=05*06*495*25*11*095= 3880 кН
б) подкрановая часть
Gc1.в=(102*12-4*19*06+4*2*01*01)*05*25*11*095= 10137 кН
Gc2.t=04*06*495*25*11*095= 3104 кН
Gc2.в=[66*16-(18+15*2)*1.1+3*2*0.15*0.15+0.15*2*0.85]*04*25*095*11=
В р е м е н н ы е нагрузки.
Район строительства – г.Смоленск ( III район по весу снеговой нагрузки)
S0= 10 кПа (1000 Нм2) [3]
Расчетная снеговая нагрузка при =1 и γ f =14:
Psn.1 = S 0 B γ f γ n = 1*1*12*(212)*14*095= 16758 кН;
Psn.2=2Psn.1=2*16758= 33516 кН.
Вес поднимаемого груза Q= 500 кН.
Габариты мостового крана:
- пролет крана Lk= 21-2*075= 195 м.
- база крана М=6650 мм
- расстояние между колесами К=5250 мм
- вес тележки Gn=180 мм
- давление колеса на рельс Fn.ma Fn.min=108 kH
Расчетное максимальное давление колеса крана при γ f =11;
Fmax= Fn. max γ f γ n = 450*11*095= 47025 кН
Расчетное минимальное давление колеса крана при γ f =11;
Fmin=108*11*095=11286 кН
Расчетная поперечная тормозная сила на одно колесо:
γ f γ n =(500+180)20*05*11*095= 1777 кН
Вертикальная крановая нагрузка на колонны от двух сближенных кранов с
коэффициентом сочетаний γ i =085:
Dmax=Fmax γ i y = 47025*085*289=115517 кН
Dmin=Fmin γ i y = 11286*085*289=27724 кН
где y =05625+1+08833+04458= 289 – сумма ординат линии влияния (ЛВ)
давления двух подкрановых балок на колонну.
Вертикальная нагрузка
от четырех кранов на среднюю
колонну с коэффициентом
Dmax=2*470.25*0.7*2.89=
от четырех кранов на крайние
рис. ЛВ опорного давления подкрановых балок на колонну.
Dmin=11286*07*289= 22832 кН
Горизонтальная крановая нагрузка от 2-х кранов при поперечном торможении:
H = H max γ i y =1777*085*289= 4365 кН
Горизонтальная сила поперечного торможения приложена к колонне на уровне верха
подкрановой балки на отметке 785 м. Относительное расстояние по вертикали от
верха колонны до точки приложения тормозной силы:
- для крайних колонн 2 =3551515= 0234;
- для средней колонны 2 =3551155= 0307
Район строительства – г.Смоленск ( I район по ветровому давлению)
=023 кПа ( 230 Нм2) [3]
Для местности типа В (городские территории лесные массивы и другие местности
равномерно покрытые препятствиями высотой более 10 м ) коэффициент k
учитывающий изменение ветрового давления по высоте здания равен:
Коэффициент k (тип В)
Ветровое давление i Нм2
Определение по интерполяции: W4=1725 Hm2 ; W5=19159 Hm2.
Переменное по высоте ветровое давление заменяем равномерно распределенным
эквивалентным по моменту в заделке консольной стойки длиной 15 м:
e = 2 act2 = (2152)*(115*1522+345*5*125+05*345*5*(5+067*5)+
+05*23*5*(10+067*5))=14737 Нм2
= 1915(2*21)=045605 и b = 180(2*21)=4.286>2
значение аэродинамического коэффициента для наружных стен согласно
Приложения 4 [3] принято:
- с наветренной стороны се=08;
- с подветренной се3= -05.
Расчетная равномерно распределенная ветровая нагрузка на колонны до отметки 1140 м
при коэффициенте надежности по нагрузке γ f =14:
- с наветренной стороны
q1= е B γ f γ n ce = 14737*12*14*095*08= 18816 Нм
- с подветренной стороны
q2=14737*12*14*095*05= 1176 Нм
Расчетная сосредоточенная ветровая нагрузка выше отметки 1140 м:
W = wki B γ f γ n (ce + ce 3 ) = (19159+1725)2*415*12*14*095*(08+05)=
рис. Распределение ветровой нагрузки
Статический расчет поперечной рамы.
о с н о в н а я система
Геометрические характеристики колонн.
кол-во панелей подкрановой части – n=4;
расчетная высота колонны – Н=1515 м
в т.ч. высота подкрановой части – Н1=102 м надкрановой – Н2=495 м;
расстояние между осями ветвей – с=09 м.
Момент инерции подкрановой части колонны:
J1=05Ab2c2= 05*05*03*092= 00608 м4
Момент инерции надкрановой части колонны:
J2=(05*063)12= 0009 м4
Момент инерции одной ветви:
Jbr=(05*033)12= 113*10 –3м4
Отношение высоты надкрановой части к полной высоте колонны:
Отношение моментов инерции подкрановой и надкрановой частей колонны:
Вычисление вспомогательных коэффициентов (прил.17 [4]):
(1 v )3 J 1 ; k = v 3 (k 1) ; k =
k3=(1-0327) *00608(8*4 *113*10 )= 01281
k2=03273*(6756-1)= 02013
k1=(1+01281+02013) –1= 07522
Реакция верхней опоры колонны от ее единичного смещения:
RΔ1 = 1 3b 1 = 3*07522*00608Eb15153= 3946*10 -5 Eb
кол-во панелей подкрановой части – n=3;
расчетная высота колонны – Н=1155 м
в т.ч. высота подкрановой части – Н1=66 м надкрановой – Н2=495 м;
расстояние между осями ветвей – с=135 м.
J1=05Ab2c2= 05*04*025*1352= 00911 м4
J2=(04*063)12= 00072 м4
Jbr=(04*0253)12= 521*10 –4м4
k=0091100072= 126528
(1 v )3 J 1 k = v 3 (k 1) ;
k3=(1-0429) *00911(8*3 *521*10 )= 04521
k2=04293*(126528-1)= 092
k1=(1+04521+092) –1= 04216
RΔ 2 = 1 3b 1 = 3*04216*00911Eb11553= 7478*10 -5 Eb
r11 = RΔi = (2*3946*10 –5+7478*10 –5) Eb=1537*10 -5 Eb
Усилия в колоннах от постоянной нагрузки.
На симметричную поперечную раму действует симметричная постоянная нагрузка
поэтому верхние концы колонн не смещаются. Каждую из колонн рассчитываем на
действие постоянной нагрузки без учета смещения верха.
Продольная сила G1=5446 кН на крайней колонне действует с эксцентриситетом:
е1=0175+апр-05h2=0175+025-05*06= 0125 м
Момент М1(1)=G1e1=5446*0125= 68075 кНм
В надкрановой части колонны действует также расчетная нагрузка от стеновых панелей
Gw2=11286 кН с эксцентриситетом
е2 = (б w + h2 ) = 05(03+06)=045 м
Момент М1(2)= Gw2е2=11286*(-045)= -50787 кНм
Суммарные значения момента приложенного в уровне верха крайней колонны:
М1(1)+М1(2)=68075-50787= 16288 кНм
В подкрановой части колонны кроме сил G1 и Gw2 приложенных с эксцентриситетом
е3= (h1-h2)=05(12-06)= 03 м действуют:
расчетная нагрузка от стеновых панелей Gw1=8427 кН с эксцентриситетом
е4=05(бw+h1)=05(03+12)= 075 м
расчетная нагрузка от подкрановых балок и кранового пути Gc.в.=139 кН с
е5= λ + а пр 1 = 075+025-05*12= 04 м
расчетная нагрузка от надкрановой части колонны
Gc1.t=388 кН с е3= 03 м
Суммарное значение момента приложенного в уровне верха подкрановой консоли:
М2= -(5446+11286)*03-8427*075+139*04-388*03= -21648 кНм
Реакция верхнего конца колонны (прил.17 [4]):
M 2 1 v 2 k1 + 3M 1 1 + 2 k1
R1=-(3*(-21648)*(1-03272)*07522+3*16288*(1+020130327)*07522)(2*1515)=
П о с т о я н н а я нагрузка
Усилия в колоннах от снеговой нагрузки.
Продольная сила Psn1=16758 кН на крайней колонне действует с эксцентриситетом
Момент М1=Psn1e1=16758*0125= 2095 кНм
В подкрановой части колонны эта же сила приложена с эксцентриситетом
Тогда момент М2= Psn1e3=16758*03= -5027 кНм
Реакция верхнего конца крайней колонны от действия моментов М1 и М2:
R1=-(3*(-5027)*(1-03272)*07522+3*2095*(1+020130327)*07522)(2*1515)=
С н е г о в а я нагрузка
Усилия в колоннах от ветровой нагрузки.
Реакция верхнего конца левой колонны от нагрузки q1=18816 кНм (прил.17 [4]):
R1 = k1 q1 H (3(1 + vk 2 ) + 4k 3 (1 + v ))
R1=-(07522*18816*1515(3(1+0327*02013)+4*01281(1+0327)))8= -1039 кН
Реакция верхнего конца правой колонны от нагрузки q2=1176 кНм:
R3=-(07522*1176*1515(3(1+0327*02013)+4*01281(1+0327)))8= -65 кН
Реакция введенной связи в основной системе метода перемещений от сосредоточенной
силы R=-W= -15675 кН
Суммарная реакция связи:
R1p=R1+R3+R= -1039-65-15675= -3257 кН
Горизонтальные перемещения верха колонн при сsp=1:
; Δ 1 = 32571537*10 -5 Eb=21190631Eb
Упругие реакции верха колонн:
- левая R1e = R1 + Δ 1 RΔ1
R1e=-1039+21190631Eb*3946*10 -5 Eb= -2028 кН
- средняя R2 e = Δ 1 RΔ 2
R2e=21190631Eb*7478*10 -5 Eb= 1585 кН
- правая R3e = R3 + Δ 1 RΔ 3
R3e=-65+21190631Eb*3946*10 -5 Eb= 1862 кН
В е т р о в а я нагрузка
Изгибающий Поперечная
Усилия в колоннах от крановых нагрузок.
) Вертикальная крановая нагрузка Dmax на крайней колонне и Dmin на средней:
На крайней колонне сила Dmax=115517 кН приложена с эксцентриситетом е5=04 м.
Момент приложенный к верху подкрановой части колонны
Mmax= Dmaxe5=115517*04=46207 кНм
Реакция верхней опоры левой колонны (прил.17 [4]):
= -(3*46207*(1-03272)*07522)(2*1515)= -3073 кН
Одновременно на средней колонне действует сила Dmin=27724 кН с эксцентриситетом
Mmin=Dmine=27724*075=20793 кНм
Реакция верхней опоры средней колонны:
= -(3*-20793*(1-04292)*04216)(2*1155)= 929 кН
Суммарная реакция в основной системе R1p=-3073+929= -2144 кН
Коэффициент учитывающий пространственную работу каркаса здания для сборных
покрытий и двух кранах в пролете:
где п=6 –общее число поперечников в температурном блоке;
m1=07 – коэффициент учитывающий податливость соединений плит покрытия
m2=07 – в пролете более 1 крана.
csp=(07*07)(16+182(2(62+182+302)))= 166
= -(-2144)(166*1537*10 -5 Eb)=8404797 Eb
- левой R1e = R1 + Δ 1 RΔ1
R1e=-3073+8404797*3946*10-5= -2741 кН
- средней R2e = R2 + Δ1 RΔ 2
R2e=929+84048*7478*10 –5= 1558 кН
- правой R3e = Δ 1 RΔ 3
R3e=84048*3946*10-5= 332 кН
К р а н о в а я 1 нагрузка
) Dmax на средней колонне и Dmin на крайней:
На средней колонне сила Dmax=115517 кН приложена с эксцентриситетом е=075 м.
Mmax= Dmaxe=115517*075=86638 кНм
Реакция верхней опоры средней колонны (прил.17 [4]):
= -(3*-86638*(1-04292)*04216)(2*1155)= 3871 кН
Одновременно на крайней колонне действует сила Dmin=27724 кН с эксцентриситетом
Mmin=Dmine=27724*04=1109 кНм
Реакция верхней опоры крайней колонны:
= -(3*1109*(1-03272)*07522)(2*1515)= -738 кН
Суммарная реакция в основной системе R1p=-738+3871= 3133 кН
= -3133(166*1537*10 -5 Eb)=-122794 Eb
R1e=-738-122794*3946*10-5= -1223 кН
R2e=3871-122794*7478*10 –5= 2953 кН
R3e=-122794*3946*10-5=- 485 кН
К р а н о в а я 2 нагрузка
) четыре крана с 2Dmax на средней колонне и Dmin на крайних:
На крайних колоннах сила Dmin определенная с коэффициентом сочетаний γ i = 07
(четыре крана) действует с эксцентриситетом е5=04 м
Mmin= Dminе5=22832*04= 9133 кНм
Реакция верхней опоры левой колонны:
= -(3*9133*(1-03272)*07522)(2*1515)= -608 кН
Реакция средней колонны R2=0 (центральное загружение силой 2Dmax=190263 кН)
Реакция правой колонны R3=6.08 кН
Так как рассматриваемое загружение симметрично то усилия в колоннах определяем без
учета смещения их верха.
К р а н о в а я 3 нагрузка
) горизонтальная крановая нагрузка Н на крайней колонне:
Реакция верхней опоры левой колонны к которой приложена горизонтальная крановая
нагрузка H =4365 кН:
R1 = H 1 2 1 31 + 2 + 22 k
R1=-4365(1-0234*075222(3*(1+020130327)+02342*6756))= -2361 кН
Реакции остальных колонн поперечной рамы в основной системе:
Суммарная реакция: R1p=R1=-2361 кН
= -(-2361(166*1537*10 -5 Eb))=92537 Eb
R1e=-2361-92537*3946*10-5= -2726 кН
- средней R3e = Δ 1 RΔ 2
R2e=92537*7478*10 –5= 692 кН
R3e=92537*3946*10-5= 365 кН
К р а н о в а я 4 нагрузка
) горизонтальная нагрузка Н на средней колонне:
Реакция верхней опоры средней колонны к которой приложена горизонтальная крановая
R2 = H 1 2 1 31 + 2 + 22 k
R2=-4365(1-0307*042162(3*(1+0920429)+03072*126528))= -1363 кН
Суммарная реакция: R1p=R2=-1363 кН
= -(-1363(166*1537*10 -5 Eb))=53421 Eb
- левой R1e = Δ 1 RΔ1
R1e=53421*3946*10-5= 211 кН
- средней R2 e = R2 + Δ 1 RΔ 2
R2e=-1363+53421*7478*10 –5= -964 кН
- правой R3e = Δ 1 RΔ1
R3e=53421*3946*10-5= 211 кН
К р а н о в а я 5 нагрузка
Расчетные усилия в левой колонне (ось А)
Усилия в сечениях колонны
Проектирование стропильной сегментной
Данные для проектирования.
рис. Геометрическая схема стропильной фермы.
Ферма проектируется предварительно напряженной на пролет 21 м при шаге ферм 12 м.
Изготовляется ферма из тяжелого бетона класса В35:
Rb=195 МПа; Rbt=13МПа;Rbtn=195 МПа; Eb=09*31*103=279*103 МПа;
прочность бетона к моменту обжатия Rbr=24 МПа [2].
Напрягаемая арматура нижнего пояса из канатов К-7 ∅12 мм с натяжением на упоры:
Rsser=1335 МПа; Rs=1110 МПа; Es=18*105 МПа.
Сжатый пояс и элементы решетки фермы армируются стержнями класса A-III:
Rs=Rsc=365МПа (d>10мм); Es=2*105 МПа.
Хомуты – класса A-I.
Определение нагрузок на ферму.
Равномерно распределенную нагрузку от покрытия прикладываем в виде
сосредоточенных сил к узлам верхнего пояса. Вес фермы 114 кН также учитываем
в виде сосредоточенных сил приложенных к узлам верхнего пояса.
Снеговую нагрузку рассматриваем приложенной в 2-х вариантах:
) вся снеговая нагрузка по всему пролету и по половине пролета является
кратковременно действующей;
) доля длительно действующей снеговой нагрузки принимаемая равной 05
от полной для III района также прикладывается по всему и по половине пролета
ребристые крупноразмерные плиты 3х12 м
ферма 114(21*12)=396
кратковременная (полная)
длительная с коэффициентом 03- III снег.р-н.
Узловые расчетные нагрузки по верхнему поясу фермы:
- постоянная F1 = g B b γ n = 4488*12*3*095= 1535 кН
- длительная снеговая F2=042*12*3*095= 1436 кН
- кратковременная (полная) снеговая F3=14*12*3*095= 4788 кН
Узловые нормативные нагрузки соответственно:
Fn1=3856*12*3*095= 13188 кН;
Fn2=03*12*3*095= 1026 кН;
Fn3=1*12*3*095= 342 кН.
Определение усилий в элементах фермы.
рис. Нумерация элементов и схемы нагружения
Для вычисления продольных усилий в элементах фермы определяем сначала усилия от
единичных нагрузок с помощью построения диаграмм Кремона.
Усилия в элементах фермы от единичных загружений.
Усилия в элементах кН
При загружении всего
При загружении половины
Усилия в элементах фермы.
Усилия от постоянной
Усилия от длительного
кратковременное усилие
Проектирование сечений элементов фермы.
Нижний растянутый пояс.
Расчет прочности выполняем на суммарное опасное кратковременное усилие для элемента
Определяем площадь сечения растянутой продольной напрягаемой арматуры класса К–7
γ sp Rs 115 1110 (100)
Предварительно принимаем арматуру в виде 12 канатов ∅12 К–7 с площадью
Принимаем сечение нижнего пояса b x h= 250x250 мм.
Канаты напрягаемой арматуры находятся внутри каркаса состоящего из продольных
стержней 4∅10 А–III с Аs=314 см2 и хомутов расположенных с шагом 200.
Суммарный процент армирования:
Расчет нижнего пояса на трещиностойкость.
Отношение модулей упругости арматуры и бетона:
для стержней класса А–III α =
Площадь приведенного сечения
Ared = A + α i As i = 25*25+5806*109+645*314= 70852см2
Для механического способа натяжения арматуры величину предварительного напряжения
принимаем согласно п. 1.23 [2] из условия sp + 005 sp ≤ Rs ser
т.е. при Rs ser = 1335 МПа получим sp =
принимаем sp = 1250 МПа.
Потери предварительного напряжения арматуры вычисляем с помощью табл. 5 [ 2 ].
). от релаксации напряжений арматуры
). от разности температур напрягаемой арматуры и натяжных устройств при Δt = 65°C
= 125Δt = 125 65 = 8125 МПа
). от деформации анкеров при Δl = 2 мм
где l –длина натягиваемого каната в мм.
). Для вычисления последнего вида первых потерь – от быстро натекающей ползучести –
необходимо найти напряжения в бетоне bp в стадии предварительного обжатия.
Перед спуском натяжения предварительное напряжение равно
sp 1 = sp 1 2 3 = 1250-1325-8125-1636= 1020 МПа
Усилие обжатия P1 = sp 1 Asp = 1020 10 3 109 10 4 = 111128 кН
= 1568Н см 2 1568МПа и
т.к. α = 025 + 0025 Rbp = 025 + 0025 24 = 085 но не более 08.
С учетом этого b = 085 40
= 085 40 0654 = 2222 МПа – для бетона
подвергнутого тепловой обработке.
Первые потери составляют
los 1 = b + 1 + 2 + 3 = 2222+1325+8125+1636= 25232МПа
). от усадки бетона класса В35 подвергнутого тепловой обработке при атмосферном
). от ползучести бетона при bp Rbp = 1534 24 = 0639 075
= 150α bp Rbp = 150 085 0639 = 815 МПа
(1250 25232) 109 = 1534 МПа
α=085- при тепловой обработке бетона при атмосферном давлении.
Вторые потери составляют los 2 = 8 + 9 = 35+815= 1165 МПа.
Полные потери los = los 1 + los 2 = 25232+1165= 36883 МПа
Значение предварительного напряжения в арматуре вводится в расчёт с коэффициентом
точности натяжения арматуры γ sp = 1 ± Δγ sp При механическом способе натяжения
Тогда усилие обжатия при γ sp = 1 Δγ sp = 1 01 = 09 составит:
P2 = γ sp ( sp los ) Asp ( 6 + 8 + 9 ) As = 09(1250 36883) 10 3 109 10 4
(2222 + 35 + 815) 10 3 314 10 4 = 82055 кН
Усилие воспринимаемое сечением при образовании трещин:
N crc = k Rbt ser ( A + 2αAsp ) + P2 = 085 195 10 3 (625 + 2 5806 109) 10 4 +
Поскольку N crc = 82203кН N n = 100264кН условие трещиностойкости сечения не
выполняется и необходим расчет по раскрытию трещин.
Определим ширину раскрытия трещин от суммарного действия постоянной и полной
снеговой нагрузки и сравним ее с допускаемым значением:
acrc = acrc 1 acrc 2 + acrc 3 ≤ [acrc ]
Приращение напряжения в растянутой арматуре от полной нагрузки:
N P2 (100264 82055) 10 3
= 16711 Н 2 = 1671 МПа
где P2 – усилие предварительного обжатия с учетом полных потерь
Ширина раскрытия трещин acrc1 от непродолжительного действия всех нагрузок при
(35 100 ) 3 d = 115 12 1 12
(35 100 17 10 2 )3 12 = 0124 мм;
здесь – коэффициент принимаемый равным для растянутых элементов 12;
– коэффициент принимаемый равным для канатов 12;
d=12 мм – диаметр каната К–7.
Приращение напряжения в арматуре от постоянной и длительной нагрузок:
N nв P2 (85804 82055)10 3
= 3441Н см 2 344 МПа
Ширина раскрытия трещин acrc 2 от продолжительного действия постоянной и длительной
нагрузок определяется при l = 1 :
acrc2 = 115 12 10 12
(35 10017 102 )3 12 = 0025мм
Ширина раскрытия трещин a crc3 от непродолжительного действия постоянной и
длительной нагрузок определяется при l > 1 :
l = 16 15 = 16 15 17 10 2 = 1338
(35 100 17 10 2 )3 12 = 0034 мм
Полная ширина раскрытия трещин в элементе Нп2 нижнего пояса фермы составит:
a crc = 0124 0025 + 0034 = 0132 [a crc ] = 03 мм.
a crc 3 = 115 12 1338 12
Верхний сжатый пояс.
Как видно из табл. 14 усилия в элементах верхнего пояса Вп1 Вп4 близки по величине
поэтому все элементы верхнего пояса будем армировать одинаково из расчета на
усилие в наиболее напряженном элементе Вп4 для которого N кр = 121835кН
в том числе от расчетных значений длительных нагрузок N1=101555 кН.
Ширину верхнего пояса принимаем из условия опирания плит покрытия
пролетом 12 м – 250 мм.
Ориентировочное значение требуемой площади верхнего пояса:
( Rb + 003Rsc ) 08[195(100) + 003 365(100)]
Принимаем размеры сечения верхнего пояса bxh= 250х250 мм
с площадью А=625 см2 > 500 cм2
Случайный начальный эксцентриситет
где l = 320 см – наибольшее фактическое расстояние между узлами верхнего
ea = h = 25 = 0833 см. Принимаем e0 = ea = 0833 см.
Расчетная длина в обеих плоскостях
l 0 = 09 320 = 288 см.
Наибольшая гибкость элемента верхнего пояса
то есть необходимо учесть влияние прогиба элемента на его прочность.
Условная критическая сила:
Ncr=6.4*31000002882*(325521834(011(01+0209)+01)+5806*94828)= 3252 кН
= 1 для тяжелого бетона;
min = 05 001 0 001γ b 2 Rb = 05-001*28825-001*09*195= 0209
Так как m α = E s E b = 2 10 5 31 10 4 = 5806 .
Принимая в первом приближении = 0025
находим J s = bh0 (05h a ) 2
Js=0025*25*21(05*25-4)2= 94828 см4
Расстояние e = e0 + 05h a = 0833 16 + 05 25 4 = 983 см;
Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона при γ b2 = 09 :
где = 085 0008 γ b 2 Rb = 085 0008 09 195 = 071
γ b 2 Rb bh0 09 195(100) 25 21
+ n 1332 983 1 + 1332
α n (1 R ) + 2α s R 1332(1 0564) + 2 0211 0564
то есть имеем 2–й случай внецентренного сжатия (случай малых эксцентриситетов).
Для симметричного армирования находим:
Коэффициент армирования =
= 00143 что значительно отличается от
принятого в первом приближении. Задаемся во втором приближении = 00155 тогда
J s = 00155 25 21(05 25 4) 2 = 5879см 4
Ncr=6.4*31000002882*(325521833(011(01+0209)+01)+5806*5879)= 27515 кН
α n 1 + n 1322 9995 1 + 1322
e = e0 + 05h a = 08 1794 + 05 25 4 = 9995см
α n (1 R ) + 2α s R 1322(1 0564) + 2 0224 0564
= 00153 что не отличается от принятого в
предыдущем приближении.
Принимаем рабочую арматуру 4∅16А–III с As=804 см2 =00153 что не превышает
min=0004. Хомуты из условия свариваемости с продольной арматурой ∅16
принимаем ∅4Вр–I и устанавливаем их с шагом 300 мм. что не превышает
и не более 500ммгде d- диаметр продольной рабочей арматуры.
Растянутый раскос Ра1.
В данном раскосе возникают усилия (табл. 14):
N = 14701кН : N n = 12118кН : N nl = 1037 кН .
Для обеспечения прочности раскоса необходимая площадь продольной арматуры
класса А–III составляет: As =
Предварительно принимаем 4∅12 А–III с As = 452 см 2 .
Поскольку рассматриваемая ферма бетонируется целиком ширина всех элементов
решетки принята b=25 см.
Для растянутого раскоса bxh=250x160 мм.
Коэффициент армирования
=452(25*16)= 0011 > min=0001 (для растянутых элементов).
Ко всем элементам решетки предъявляются требования 3–й категории по
N crc = kRbt ser ( A + 2αAs ) = 085 195 10 3 (025 016 + 2 645 452 10 4 )
Условие трещиностойкости сечения не выполняется и необходим расчет по раскрытию
Напряжение в продольной арматуре от усилия N n = 12118 кН равно:
Ширина раскрытия трещин от непродолжительного действия всех нагрузок при l = 1 :
(35 100 ) 3 d = 115 12 1 1
(35 100 11 10 3 )3 12 = 0203 мм
где =1 - для стержневой арматуры периодического профиля.
Напряжения в арматуре от длительного усилия N nl = 1037 кН:
Ширина раскрытия трещин от непродолжительного действия постоянной и длительной
нагрузок при l = 1 :
a crc 2 = 115 12 1 1
(35 100 11 10 3 )3 12 = 0174 мм
Ширина раскрытия трещин от продолжительного действия постоянной и длительной
нагрузок при значении l равном
l = 16 15 = 16 15 11 10 3 = 1435
a crc 3 = 115 12 1435 1
(35 100 11 10 3 )3 12 = 025 мм 03 мм
Полная ширина непродолжительного раскрытия трещин в раскосе Ра1 составляет:
a crc = a crc 1 a crc 2 + a crc 3 = 0203 0174 + 025 = 0279 мм0 4 мм
т.е. ширина как непродолжительного так и продолжительного раскрытия трещин не
превышают допустимых значений.
Окончательно принимаем продольную арматуру раскоса Ра1 в виде 4∅12 А–
хомуты ∅4 Вр–I устанавливаем с шагом 500 мм.
Усилия в элементе: N=33026кН : N l=27529кН
Ориентировочное значение площади сечения равно:
[195(100) + 003 365(100)]
С учетом технологии изготовления фермы (бетонируется в горизонтальном положении
целиком) примем размеры сечения раскоса bxh=250x200 мм с площадью
A = 500 см 2 > 136 см 2 .
Фактическая длина элемента равна 4036 см. Расчетная длина при расчете в плоскости
фермы (плоскость наибольшей гибкости для принятых размеров сечения раскоса)
равна l 0 = 08l = 08 4036 = 3229 см.
Случайный начальный эксцентриситет ea =
= 0667 см принимаем e0 = ea = 0673 см.
Значение l 0 h = 3229 20 = 1615 > 4 то есть необходим учет влияния прогиба элемента на
+ 01 + 6452 15386] = 1085252 Н = 108525кН
= 16667 см 4 ; l = 1 + 1l = 1 + 1
= e0 h = 0673 20 = 0034; min = 05 001
Так как m α = 6452 .
Поскольку площадь сечения раскоса принята с большим запасом площадь арматуры
назначим минимально возможной. В сжатых элементах продольную арматуру следует
устанавливать в количестве не менее конструктивного минимума а в элементах решетки
стропильных ферм кроме того не менее 4∅10 A–III.
Примем именно эту арматуру 4∅10 A–III с As = 314 см 2
коэффициент армирования =
= 00074 > min = 0004 .
Тогда J s = 314·(05·20 3) 2 = 15386 см 2 ;
Расстояние e = e0 + 05h a = 0673·1437 + 05·20 3 = 797см.
Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона R= 0545 .
γ b 2 Rb bh0 09 195 10 2 25 17
т.е. имеем 1–й случай внецентренного сжатия (случай больших эксцентриситетов).
Принимаем площадь арматуры As = 314 см 2 что соответствует 4∅10 A–III.
Хомуты ∅4 Вр–I устанавливаем с шагом 200 мм. что не превышает
d = 20 10 = 200 мм и более 500 мм.
Расчет прочности двухветвевой колонны
Для проектируемого здания принята сборная железобетонная колонна.
Бетон – тяжелого класса В125 подвергнутый тепловой обработке при атмосферном
Rb=75 МПа Rbt=066 МПа Eb=19000 МПа
Арматура – класса A-III.
Rs=Rsc=365 МПа Es=200000 МПа
Надкрановая сплошная часть колонны.
Расчет проводим по сечению II-II. Расчетные усилия: М=1121 кНм N=8471 кН.
Геометрические характеристики надкрановой части колонны:
Нв=495 м; h2=06 м; b2=05 м.
Рабочая высота сечения h20 = 60 4 = 56 см ( a = a = 4 см).
Эксцентриситет продольной силы:
= 11218471= 0132 см = 132 м
Свободная длина надкрановой части при отсутствии крановой нагрузки:
l 0 = 25·H 2 = 25·495 = 12375 м
Радиус инерции сечения:
Гибкость верхней части колонны:
Следовательно в расчете прочности сечения необходимо учесть увеличение
эксцентриситета продольной силы за счет продольного изгиба. Для этого
Момент от постоянной и длительно действующей части временной нагрузки
M l = M пост + к M сн = 7787+05*2252= 8913 кНм
где к- коэффициент учитывающий длительно действующую часть снеговой
N l = 696 26 + 0 5·150 82= 7717 кН
M 1l = M l ± N l ·(h20 a ) = 8913 + 77167·(056 004) = 4904 кН м
M 11 = M 1 ± N 1 ·(h20 a ) = 1121 + 8471·(056 004) = 5526 кН м
Для тяжелого бетона = 1 .
min = 05 001 0 001·Rb ·γ b 2
min = 05-001*1237506-001*75*11= 0211022
Так как площадь арматуры надкрановой части колонны неизвестна зададимся
количеством арматуры исходя из минимального процента армирования.
min = 0002 As = As' min = min b2 h20 = 0002*50*56= 56 см2
Тогда J s = 2 As min (05h2 a ) = 2 * 56 * 00001(05 * 06 004) 2 = 0000076 м 4
+ 01 + 1053·0000076 = 2311кН
N 1 = 8471кН N cr = 2311кН – устойчивость надкрановой части колонны обеспечена.
Коэффициент продольного изгиба
Эксцентриситет продольной силы относительно оси проходящей через центр тяжести
растянутой (менее сжатой) арматуры с учетом влияния продольного изгиба
e = e0 · + 05·h2 a = 132·158 + 05·60 4 = 4689 см
В случае симметричного армирования сечения ( As = As ) высота сжатой зоны
γ b 2 ·Rb ·b2 11·75(1000)·05
Относительная высота сжатой зоны
= 085 0008·Rb ·γ b 2 = 085 0008·75·11 = 0784
Граничная относительная высота сжатой зоны
где SR = SC SC U = 400 МПа γ b 2 = 11
= 0239 R = 062 следовательно имеем первый случай внецентренного сжатия –
случай «больших» эксцентриситетов.
71·(1000)· 4689 56 +
= 0518см 2 As min = Asmin = 56см 2
– армируем сечение верхней части колонны конструктивно исходя из
минимального процента армирования.
Принимаем 3∅16 А–III с As = As = 603см 2 .
Поперечная арматура принята класса ∅6 А–III мм (из условия сварки с продольной
рабочей арматурой ∅16 мм).
Шаг поперечных стержней S=300 мм что удовлетворяет требованиям норм:
S ≤ 500 мм и S ≤ 20·d = 20·16 = 320 мм.
Проверка необходимости расчета надкрановой части колонны в плоскости
перпендикулярной к плоскости поперечной рамы.
l 0 = 15·H 2 = 15·495 = 7425 м = 7425см
т.к. λ = 5144 λ = 7145 – расчет из плоскости рамы не производится.
3. Подкрановая двухветвевая часть колонны.
Расчет производится для сечений III–III и IV–IV
М1=233297 кНм; N1=195918 кН; Q1=589 кН
М2=281103 кНм; N2=206055 кН; Q2=2684 кН
Данные сочетания являются наиболее невыгодными.
Геометрические характеристики подкрановой части колонны:
H 1 = H Н = 102 м h1 = hH = 12 м b1 = bK = 05 м.
Размеры сечения ветви:
hc = 03 м bc = b1 = 05 м h0c=03-004= 026 м.
Расстояние между осями ветвей:
C = h1 hc = 12 03 = 09 м.
Количество панелей n = 4 (часть колонны между осями двух смежных распорок).
Среднее расстояние между осями распорок:
Высота сечения распорки hb = 05 м
Для сочетания усилий N1
l 0 = ·H 1 = 15·102 = 153 м.
= 15 т.к. крановая нагрузка в данном сочетании присутствует
Приведенный момент инерции сечения:
Приведенная гибкость
= 4498 > 14 – в величине эксцентриситета необходимо учесть
M l = 13861кНм _ N l = 91953кН т.к. снеговая нагрузка в данном сочетании отсутствует.
M 5l = M l + N l = 13861 + 91953·
M 51 = M 5 + N 5 = 233297 + 195918·
= 0099; min = 05 001· 0 001·Rb ·γ b 2 =
1·75·11 = 029 > = 0099 - принимаем = min = 029
Железобетонные колонны изготавливаются в горизонтальной опалубке. В процессе
высвобождения из опалубки и транспортировки колонна работает как изгибаемый
элемент в растянутой зоне которого могут образовываться трещины. Чтобы
гарантировать их отсутствие продольная арматура должна иметь диаметр не менее
мм. Исходя из этого зададимся предварительным процентом армирования
где As = 603 см 2 – площадь сечения арматуры принятой в виде 3∅16 А–III.
Принимаем процент армирования =00078
Тогда J s = 2· ·bc ·hc · = 2·00078·05·026·
+ 01 + 10526 0000411 = 1227348 кН
Определяем усилия в ветвях колонны:
поперечная сила в сечении III-III для сочетания N1 Q1 = 589 кН
M · 195918 233297·119
Случайный эксцентриситет продольной силы ea принимается наибольшим из следующих
Поскольку эксцентриситет e0 = 291см > ea max = 1 см в дальнейших расчетах используем
Итак для сочетания усилий №1 на одну ветвь имеем:
N b1 = 1288 047 кН _ e = 0 139 м .
Для сочетания усилия N2
N b1 = 1414 004 кН e = 0 122 м
Сравнение основных параметров при прочих равных условиях определяющих
необходимое для обеспечения прочности сечения колонны количество арматуры
показывает невозможность выбора со стопроцентной гарантией одного из
рассмотренных сочетаний в качестве наиболее неблагоприятного. Поэтому и при
подборе арматуры в ветвях подкрановой части колонны продолжаем учитывать оба
γ b 2 ·Rb ·b·h0 11·75·(1000)·05·026
α n (1 R ) + 2α s · R 1201(1 062) + 2·0192·062
– 2–й случай внецентренного сжатия (случай малых эксцентриситетов). Для
симметричного армирования ветви:
19(1 062) + 2·0201·062
Т.к. 5102 см2 > 418 см2 то дальше рассчитываем по 1 сочетанию усилий.
= 000785 что несущественно отличается от принятого
Процент армирования =
в первом приближении (00078).
Принимаем 3∅16 A–III с As = As = 603см 2 .
Расчет из плоскости рамы при наличии вертикальных связей между колоннами
l 0 = ·H 1 = 08·102 = 816 м
= 5653 > λ red = 5414
Вывод: необходим расчет прочности подкрановой части колонны в плоскости
Расчет производится на сочетание усилий N1 но M 1 = 0 . Случайный эксцентриситет
ea = H 1 600 = 1020 600 = 17см > 1 см .
Т.к. расчет производится из плоскости рамы т.е. из плоскости действия внешней
нагрузки изменяются функции сторон рассматриваемого сечения (III-III).
bc = b1 = 05 м – высота сечения.
hc = 2·03 = 06 м – ширина сечения
Рабочая высота сечения h0b = b1 a = 05 004 = 046 м
M 1l = 0 + N l · ea + 0b
M 11 = 0 + N 7 · ea + 0b
= 0 + 195918· 0017 +
min = 05 001· 0 001·Rb ·γ b 2 = 05 001·
= 02543 > = 0034 - принимаем - = min = 0254
Армирование As ( 4∅16 ) = 804см 2
J s = 2·As ·(05·b1 a ) 2 = 2·804(10 4 )·(05·05 004) 2 = 00000709 м 4
+ 01 + 10526 00000709 = 4551728кН
e = ·ea + 1 a = 1756·0017 +
γ b 2 ·Rb ·2hc ·h0b 11·75·(1000)·2·03·046
Т.к. α s 0 арматура по расчету не требуется. Той арматуры которая была подобрана при
расчете подкрановой части колонны в плоскости поперечной рамы больше чем
достаточно для обеспечения прочности колонны при ее работе из плоскости рамы.
Поперечную арматуру в ветвях принимаем ∅6 A–III с шагом s = 30 см. что не
превышает сечения ветви hc=300 мм.
4. Промежуточная распорка.
Максимальная поперечная сила действующая в сечениях подкрановой части колонны
Изгибающий момент в распорке:
Поперечная сила в распорке:
Размеры сечения распорки
b = b1 = 05 м h = 05 м h0 = h a = 05 004 = 046 м.
Площадь продольной рабочей арматуры при симметричном армировании:
Rs (h0 a ) 365·(100)·(46 4)
Принимаем 3∅16 A–III с As = 603 см 2 > 49см 2
Поперечная сила воспринимаемая бетоном ( b3 = 06 для тяжелого бетона)
Qb = b 3 ·γ b 2 ·Rbt ·b·h0 =
= 06·11·066(1000)·05·046 = 10019кН Qds = 16688кН
Вывод: поперечную арматуру принимаем по расчету.
Задаемся поперечной рабочей арматурой.
Класс арматуры – А–III Rsw = 285 МПа.
Диаметр поперечных стержней (из условия сварки с продольными стержнями)
∅6 мм Asw = 0283 см 2
Количество стержней в поперечном сечении распорки n = 2
Подбор поперечной арматуры производим из условия что при величине проекции
опасной наклонной трещины на продольную ось распорки равной C0 бетон и
арматура воспринимают одинаковую поперечную силу т.е.
Qb = Qsw = ds = 8344 кН.
При (1 + n + f ) = 1 (f=0 ; n =0 т.к. сечение распорки прямоугольное а арматура в ней
не напряжённая ) и b 2 = 1 (для тяжелого бетона):
b 2 (1 + n + f )γ b 2 Rbt bh02
·1·11·066·(1000)·05·046 2
= 1841м > 2h0 = 092 м
Принимаем C 0 = 092 м.
Погонное усилие в поперечных стержнях:
b 3 (1 + n + f )·Rbt ·γ b 2 b 06·1·1·066·(1000)·11·05
В расчет вводится q sw = 1089 кН
Шаг поперечных стержней по всей длине распорки:
R ·n·Asw 285(1000)·2·0283·(10 4 )
По конструктивным требованиям
Окончательно принимаем поперечную арматуру в виде ∅6 A–III S=10 см.
Расчет фундамента под крайнюю колонну..
Грунты основания – однородные.
Преобладающий компонент – суглинок полутвердый.
Удельный вес грунта - γ=18кНм3.
Условное расчетное сопротивление грунта – R0=037 МПа
Усилия передающиеся с колонны на фундамент M IV IV = 21563кНм N IV IV = 221138кН QIV IV = 4109кН
Материалы фундамента бетон монолитный класса В20 Rb=115 МПа Rbt=090 МПа;
арматура класса A-III Rs=365 МПа.
Определение геометрических размеров фундамента.
Высота фундамента определяется из условий:
– обеспечения заделки колонны в плоскости поперечной рамы для двухветвенной
H з ≥ hз + 025 м hз = 05 + 1 h1
H ≥ 050 + 033h1 + 025 = 05 + 033·12 + 025 = 115 м
– обеспечения анкеровки рабочей арматуры колонны
H ≥ hан + 025 = λd + 025 = 2387·0022 + 025 = 078 м;
где 025 м минимальная толщина дна стакана (02м)
с учетом подливки под колонну (005м);
Для арматуры в сжатом бетоне ан = 05 λ ан = 8
тогда λ=05*365115+8=2387
Расчетная глубина промерзания в районе г. Смоленск равна d f = 125 м. При этом
глубина заложения фундамента должна быть не меньше d f .
Принимаем H = 12 м .
d = H + a1 = 12 + 015 = 135 м>d f = 125 м .
Размеры подошвы фундамента
= 192294 кН -нормативное значение продольной силы
с учетом усредненного коэффициента надежности по нагрузке γ f = 115 и
коэффициента 105 учитывающего наличие изгибающего момента.
Зададимся соотношением большей стороны подошвы к меньшей
= 221 м; l = 12·221 = 265 м.
Принимаем lxb=2700x2400 мм.
Уточненная площадь A = 27·24 = 648 м 2 .
Уточняем нормативное давление на грунт:
Момент сопротивления W =
Здесь k1 = 005 – для суглинков;
Уточняем размеры подошвы:
= 29 м; l = 12·29 = 348 м.
Окончательно принимаем lxb=3600x3000 мм
A = 36·30 = 108 м 2 W =
Высота фундамента H = 12 м.
Высота подколонника hu c = 09 м.
Толщина подошвы h f 1 = 03 м.
Глубина стакана hh = 10 м (колонна заходит в фундамент на глубину han = 095 м).
Размеры подколонника в плане lu c = 18 м bu c = 11 м
Толщина стенки стакана по верху d h = 02 м.
Вынос подошвы фундамента за грань подколонника
– поэтому устраиваем вторую ступень с h f 2 = 03 м.
При этом hu c = 06 м вылет верхней ступени принимаем c 2 = 045 м.
Проверим достаточность принятой высоты подошвы фундамента из условия обеспечения
её прочности на продавливание подколонником. С учётом обязательного
подстилающего слоя под подошвой толщиной 100 мм из бетона класса В75
h f 0 min = uc uc +
Вывод: принятая высота ступеней hf=hf1+hf2=03+03=06м достаточна.
Расчет прочности элементов фундамента.
Проверка дна стакана на продавливание.
Толщина дна стакана hbot = 02 м.
h0bot = 02 004 = 016 м.
bbot = b1 + 2·005 = 05 + 2·005 = 06 м; lbot = h1 + 2·005 = 12 + 01 = 13 м.
A0 = ·b(l lbot 2h0bot ) (b bbot 2h0bot ) =
= ·30(36 13 2·016) (30 06 2·016 ) = 1888 м 2 ;
b1 p = bbot + h0bot = 06 + 016 = 076 м;
A f = 2(b1 + h1 )·han = 2·(05 + 12)·095 = 323 м 2 ;
Расчетная продольная сила в сечении у торца колонны
N bot = α ·N = 085·221138 = 18797 кН.
Условие прочности на продавливание
N bot ≤ γ b 2 ·Rbt ·b1 p ·h0bot ·l ·b A0
·09(1000)·076·016·36·30
Вывод: прочность на продавливание дна стакана не обеспечена.
Увеличиваем толщину дна стакана в следствии увеличивается высота фундамента.
Назначаем hbot = 04 м тогда h0bot = 036 м.
= ·30(36 13 2·036) (30 06 2·036 ) = 1664 м 2 ;
b1 p = 06 + 036 = 096 м;
·09(1000)·096·036·36·30
– прочность обеспечена.
м H = 14 м hh = 10 м hu c = 08 м h f 1 = 03 м h f 2 = 03 м.
Определение краевых ординат эпюры давления.
Момент в уровне подошвы
M n f = M n + Qn ·H =
Нормативная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах
N n + Gn 6·e0 192294 + 28625 6·0115
где: R- нормативное давление на грунт при ширине фундамент b=3 м и глубине его
Расчет арматуры подошвы фундамента
а) в плоскости поперечной рамы
N M f 221138 25366·115
= 20476 + 4502 = 24977 2 ;
= 20476 4502 = 15974 2 .
Подбор арматуры производим в 3–х сечениях фундамента которые в расчетной схеме
(консольные балки под действием отпора грунта) отражают изменение пролетов и
высот сечения консолей .
Pmax + PI I )·b·(c1 c2 ) 2
(2·24977 + 23476)·30·(090 03) 2 = 13215 кН·м.
Рабочая высота подошвы h01 = h f 1 a = 03 004 = 026 м=26 см ;
Rs ·09·h01 365·(100)·09·26
Pmax + PII II )·b·c1
·24977 + 22726)·30·09 2
Рабочая высота подошвы
h02 = (h f 1 + h f 2 ) a = (03 + 03) 004 = 056 м=56см ;
Rs ·09·h02 365·(100)·09·56
Подбор арматуры осуществляем в следующей последовательности:
) Из 3–х найденных Asi принимается As ma
) задаемся шагом стержней S в диапазоне 200 300 мм (кратно 50 мм);
) задаемся расстоянием от края подошвы до первого стержня as в диапазоне 50
0 мм (кратно 25 мм);
) определяем количество стержней n1 по формуле
– результат необходимо округлить до целого большего;
) По сортаменту определяем диаметр арматуры .
Принимаем S=200 мм as=100 мм
Так как целое число то принимаю
расстоянием от края подошвы до первого стержня as=100 мм
шаг арматуры S=200 мм
количество стержней n=13
Тогда в направлении длинной стороны подошвы имеем арматуру
∅12 A–III с As=1696 см2 > Asmax=16001 см2
Процент армирования
(b 2cb1 ) h02 (300 2 65) 56
Поскольку во всех сечениях max = 1% > > min = 005% количество принятой
арматуры оставляем без изменения.
б) из плоскости поперечной рамы
P + Pmin 24977 + 15947
= 20462 кН =P ;h03=h02=56см;
= 20462·36·(30 11) = 33241 кН.м
Rs ·09·h03 365·(100)·09·56
Pmax + Pmin 24977 + 15947
= 20462 кН =P ;h04 =26см;
Rs ·09·h04 365·(100)·09·56
Задаемся S=300 мм a s = 50 мм;
= 1167 - не целое число.
Так как не целое число то принимаю
расстоянием от края подошвы до первого стержня as=50 мм
шаг арматуры крайнего ряда S=250 мм
шаг арматуры остальных рядов S=300 мм
Тогда в направлении короткой стороны подошвы имеем арматуру
∅14 A–III с As=2001 см2 > Asmax=1822 см2
Поскольку длина подошвы превышает 3 м каждый 2–ой стержень в продольном
направлении не доводим до конца на 01 l =01*36035м .
= 0132% > min = 005%
В рассматриваемом сечении =
(a c1 ) h02 (360 90) 56
Байков В.Н. Сигалов Э.Е.
Железобетонные конструкции. Общий курс.
Бетонные и железобетонные конструкции".
Нагрузки и воздействия".
Горбатов С.В. Алмазов В.О. Плотников А.И. Бартенев Н.В.
Паненков В.М. Набатников А.М. Щепетьева Т.А.
Расчет и конструирование железобетонных конструкций одноэтажного
промышленного здания". Учебное пособие.