|
Стр. 8
= 1,6 тс.м.
III
Момент в сечении III каждой стойки равен M = 1,60/5 = 0,32
cm
тс.м.
II
Продольные силы в сечении III определяем, добавляя к силам N
i
вес стен 1-го этажа. При этом для крайних стоек учитываем
наличие проема, для чего на вес стен условно вводим коэффициент
0,4:
III
N = 15,28 + (2,1 + 0,3)/2 x 3 x 0,4 x 0,45 = 15,9 тс;
1
III III
N = N = 13,7 + 0,3 x 3 x 0,95 = 14,1 тс;
2 3
III
N = 11,51 + 0,3 x 3 x 0,45 = 11,9 тс;
4
III
N = 12,56 + (1,5 + 0,3)/2 x 3 x 0,4 x 0,45 = 13,1 тс.
5
Проверка стоек на прочность
Проверим прочность сечения III стойки 1 как наиболее
нагруженного. При этом моменты от ветровой нагрузки не учитываем,
поскольку на уровне 1-го этажа эти моменты весьма малы. В связи с
отсутствием на этом уровне перемычки моменты в плоскости стены
отсутствуют. Тогда расчетный момент равен М = 0,32 тс.м.
Расчетная продольная сила N = 15,9 тс. Радиус сечения стойки r = 8
2 2
см, его площадь А = "пи"r = 3,14 x 8 = 201 кв. см. Площадь
сечения стержня D = 12 A = 1,13 кв. см. Расчетное сопротивление
s
бетона с учетом коэффициента "гамма" = 0,9 и "гамма" = 0,85
b2 b5
равно:
R = 148 x 0,9 x 0,85 = 113 кгс/кв. см.
b
Расчет ведем с помощью графика на рис. 6.29.
Определяем значения:
M 32000
"альфа" = ----- = ------------- = 0,176;
m R A 113 x 201 x 8
b r
R A
s s 3750 x 1,13
"альфа" = ---- = ----------- = 0,187.
s R A 113 x 201
b
При этих значениях по графику находим значение "альфа" = 0,90.
n
Проверяем условие (6.44):
"альфа" R A = 0,9 x 113 x 201 = 20450 кгс > N = 15900 кгс,
n b
т.е. прочность крайних стоек обеспечена.
Проверим прочность бетонной стойки 2 в том же сечении III.
Продольная сила N = 14,1 тс. Момент тот же. Расчетное
сопротивление бетона принимаем с учетом коэффициента "гамма" =
b9
= 0,9, т.е. R = 113 x 0,9 = 101,7 кгс/кв. см.
b
32000
По "альфа" = --------------- = 0,196 и "альфа" = 0 из
m 101,7 x 201 x 8 s
графика находим "альфа" = 0,64.
n
Тогда
"альфа" R А = 0,64 x 101,7 x 201 = 13083 кгс < N = 14,1 тс,
n b
т.е. прочность стоек 2 и 3 не обеспечена и их следует усилить
арматурным стержнем.
Прочность стоек 4 (неармированной) и 5 (армированной)
обеспечена, поскольку для них условие (6.44) выполняется:
N = 11,9 тс < "альфа" R А = 13,08 тс;
n b
N = 13,1 тс < "альфа" R А = 20,45 тс.
n b
Г. Расчет прямолинейных перемычек, армированных плоскими
горизонтальными каркасами в растянутой зоне
6.43. Перемычки изготавливаются из полистиролбетона марки по
средней плотности не менее D300 при классе по прочности на сжатие
не менее В0,75.
В качестве рабочей продольной арматуры в растянутой зоне
рекомендуется применять стержни из проволоки класса ВрI диаметром
3-5 мм. Количество стержней продольной арматуры должно быть не
менее двух.
Для обеспечения анкеровки продольной растянутой арматуры в
полистиролбетоне на ее концах должны быть предусмотрены концевые
анкерные приспособления в виде поперечных стержней, пластин или
углов, к которым прикрепляются стержни продольной арматуры с
помощью контактной сварки или других способов, обеспечивающих
надежность соединения.
Для обеспечения совместимой работы полистиролбетона и
растянутой арматуры по длине перемычки, кроме указанных концевых
анкерных приспособлений, должны быть выполнены промежуточные
анкерные приспособления в виде поперечных стержней из арматуры
класса AI диаметром 10-14 мм.
Анкерные приспособления должны обеспечивать передачу давления
от продольной растянутой арматуры на полистиролбетон при условии
недопущения его смятия.
Расчет прочности сечений, нормальных к продольной
оси элемента
6.44. Расчет прочности по нормальным сечениям проводится из
условия:
М <= R A (h - 0,5х), (6.46)
s s 0
где:
R - расчетное сопротивление арматуры растяжению с учетом
s
коэффициента условий работы "гамма" , определяемого по формуле:
s
R A
b s.anc
"гамма" = --------- <= 0,8; (6.47)
s R A
s s
A - суммарная площадь поверхности анкеров, через которую
s.anc
передается давление на полистиролбетон, расположенных на участке
перемычки от опоры до рассматриваемого сечения.
В формуле (6.47) расчетное сопротивление арматуры R
s
учитывается без коэффициентов условий работы арматуры.
R A
s s
x = ------, но не более x = 0,6h , (6.48)
R b k 0
b
где:
R - расчетное сопротивление полистиролбетона осевому сжатию с
b
учетом коэффициента условий работы "гамма" = 0,9, т.е.
в2
произведение значения сопротивления R по табл. 3.6 на коэффициент
b
"гамма" = 0,9.
в2
Расчет прочности сечений, наклонных к продольной
оси элемента
6.45. Расчет прочности наклонных сечений на действие поперечной
силы производится из условия:
Q = 0,4R bh , (6.49)
max bt 0
где:
R - расчетное сопротивление полистиролбетона осевому
bt
растяжению с учетом коэффициента работы "гамма" = 0,9, т.е.
в2
произведение значения сопротивления R по табл. 3.6 на
bt
коэффициент "гамма" = 0,9.
в2
6.46. Расчет прочности наклонных сечений на действие
изгибающего момента производится у грани свободной опоры перемычки
с учетом работы концевых анкерных приспособлений из условий:
M <= N Z; (6.50)
s
N = R A ; (6.51)
s b s.anc.1
Z = h - 0,5X; (6.52)
0
N
s
X = -----; (6.53)
R b
s
2
qy
M = Qy - ---; (6.54)
2
y = c + d, (6.55)
где:
A - площадь смятия полистиролбетона в месте контакта с
s.anc.1
концевыми анкерными приспособлениями;
с - длина проекции наклонного сечения, принимаемая равной c =
= 2h ;
0
d - расстояние от точки приложения опорной реакции до грани
опоры.
Расстояние y принимается не более расстояния от точки
приложения опорной реакции до первого промежуточного анкерного
приспособления в виде поперечных стержней из арматуры класса AI
диаметром 10-14 мм.
Расчет по образованию нормальных трещин
6.47. Расчет по образованию нормальных трещин производится из
условия:
2
R bh
bt.ser
M <= -----------, (6.56)
n 3,5
где:
М - момент от действия полной нагрузки с учетом коэффициента
n
надежности по нагрузке "гамма" = 1.
f
Расчет по образованию наклонных трещин
6.48. Расчет по образованию наклонных трещин производится из
условия:
2
Q <= --R bh, (6.57)
n 3 bt.ser
где:
Q - поперечная сила от действия полной нагрузки с учетом
n
коэффициента надежности по нагрузке "гамма" = 1.
f
Расчет по деформациям
6.49. При отсутствии нормальных и наклонных трещин от действия
нормативных нагрузок (выполнение условий (6.56) и (6.57) расчет по
деформациям производится из условия:
f <= f ; (6.58)
ult
1 2
f = -- "ро" x l ; (6.59)
r m
5
"ро" = --; (6.60)
m 48
M"гамма"
1 b2
-- = -------------; (6.61)
r "гамма" EJ
b1
"гамма" = 2; "гамма" = 0,5; (6.62)
b2 b1
f = l/200. (6.63)
ult
Расчет анкеровки
6.50. Анкеровка арматуры (в полистиролбетоне) обеспечивается
специальными конструктивными мероприятиями - установкой анкерных
приспособлений (поперечных стержней, уголков и др.), передающих на
полистиролбетон давление от растяжения арматуры на площади,
достаточной для недопущения его смятия.
Полудлина перемычки разбивается на n участков. Число участков
зависит от длины перемычки (n = 2-5) Первый участок (i = 1) имеет
длину a ~ y и содержит концевые анкерные устройства (упоры)
1
площадью A .
s.anc.i
На остальных участках i-е приспособление расположено вблизи
середины i-го участка длиной а ~ (l/2 - а )/(n - 1). Площадь
i 1
передачи давления A определяется из условия:
s.anc.i
M - M
i i-1
A = ---------, (6.64)
s.anc.i R Z
b i
где:
М , M - изгибающие моменты в начале и в конце i-го участка;
i i-1
Z = h - 0,5x ; x - высота сжатой зоны бетона в сечении по
i 0 i i
i-му анкерному приспособлению; x = A /b.
i s.anc.i
Пример расчета
СПБ - 240.II
Дано: перемычка ------------ по альбому рабочих чертежей
150Б
"Полистиролбетонные армированные перемычки для теплоэффективных
стен зданий системы "Юникон" ВНИИжелезобетона" (шифр 22-2000).
Перемычка прямолинейная в плане прямоугольного сечения высотой
h = 295 мм, шириной b = 140 мм, длиной L = 2395 мм, L = L - 120 =
0
= 2395 - 120 = 2275 мм (рис. 6.32); полистиролбетон марки по
плотности D400 и класса по прочности на сжатие В1,0; расчетная
нагрузка на перемычку с учетом собственного веса q = 150 кгс/м.
Армирование перемычек предусмотрено горизонтальным каркасом в
растянутой зоне. Продольная арматура из обыкновенной проволоки 2 D
= 5 BpI. Для анкеровки к ее концам приваривают концевые анкерные
приспособления в виде трех поперечных стержней D = 16 AI. Для
обеспечения совместной работы полистиролбетона и растянутой
арматуры по длине перемычки, кроме концевых анкерных
приспособлений, к продольной арматуре привариваются промежуточные
анкерные приспособления в виде четырех поперечных стержней D = 16
AI (на полудлине перемычки).
Площадь поперечного сечения продольных стержней 2 D = 5 ВрI
равна A = 0,393 кв. см. Поперечные анкерующие стержни имеют длину
s
7 см, площадь поверхности, через которую передается давление на
кон
полистиролбетон концевых анкерных стержней А = 7 x 1,6 x 3 =
s.anc
пром
= 33,6 кв. см, то же промежуточных анкерных стержней А = 7 x
s.anc
x 1,6 x 4 = 44,8 кв. см.
Расчет выполняется согласно пп. 6.43-6.50.
1. Расчет прочности сечений, нормальных к продольной
оси элемента
Находим изгибающий момент в сечении, расположенном в середине
пролета:
2
qL 2
0 150 x 2,275
M = ---- = ------------ = 97 кгс.м.
8 8
Коэффициент условий работы растянутой арматуры, определяемый по
формуле:
кон пром
R (A + А )
b s.anc s.anc
"гамма" = ---------------------- <= 0,8,
s R A
s s
при R = 7,5 кгс/кв. см и R = 3700 кгс/кв. см равен:
b s
7,5(33,6 + 44,8) 588
"гамма" = ----------------- = ---- = 0,404.
s 3700 x 0,393 1454
Расчетное сопротивление арматуры с учетом коэффициента условий
_
работы "гамма" (R ) равно:
s s
_
R = 3700 x 0,404 = 1495 кгс/кв. см.
s
Определяем предельный по прочности момент по формуле (6.45):
_
М = R A (h - 0,5x);
пред s s 0
_
R A
s s 1495 x 0,393
h = 29,5 - 3 = 26,5 см; x = ----- = ------------ = 5,6 см;
0 R b 7,5 x 14
b
М = 1495 x 0,393(26,5 - 0,5 x 5,6) =
пред
= 139,24 кгс.м > 97 кгс.м,
т.е. прочность по нормальному сечению в середине пролета
обеспечена.
2. Расчет прочности сечений, наклонных к продольной
оси элемента
2.1. Расчет наклонных сечений на действие поперечной силы.
Находим максимальную поперечную силу Q :
max
qL
0 150 x 2,275
Q = ---- = ----------- = 170,63 кгс.
max 2 2
Предельная поперечная сила по прочности наклонного сечения по
формуле (6.49) равна:
Q = 0,4R bh ,
пред bt 0
где:
R - расчетное сопротивление полистиролбетона осевому
bt
растяжению с учетом коэффициента работы "гамма" = 0,9, равное
в2
R = 1,5 x 0,9 = 1,35 кгс/ кв. см.
bt
Q = 0,4 x 1,35 x 14 x 26,5 = 200,34 кгс > 170,63 кгс,
пред
т.е. прочность наклонных сечений на действие поперечной силы
обеспечена.
2.2. Расчет наклонных на действие изгибающего момента.
Момент в конце наклонного сечения определяем по формуле (6.54):
2
qy
M = Qy - ----,
2
где:
y - меньшее из двух значений;
y - расстояние от точки приложения опорных реакций до первого
1
промежуточного анкерного приспособления; согласно рис. 6.32 y =
1
34 см;
y = с + d; с = 2h = 2 x 26,5 = 53 см; d - расстояние от точки
2 o
приложения опорной реакции до грани опоры, d = 3 см; y = 53 + 3 =
2
= 56 см.
Отсюда y = 34 см.
2
1,5 x 34
М = 170,63 x 34 - --------- = 49,33 кгс.м.
2
Предельный момент в нормальном сечении, расположенном в конце
наклонного сечения на расстоянии 34 см от точки приложения опорной
реакции, равен:
_
M = R A (h - 0,5X);
пред s s o
кон
R A
b s.anc 7,5 x 33,6
"гамма" = --------- = ------------ = 0,173;
s R A 3700 x 0,393
s s
_
R = R "гамма" = 3700 x 0,173 = 640,1 кгс/кв. см;
s s s
640,1 x 0,393
X = ------------- = 2,4 см; Z = 26,5 - 2,4/2 = 25,3 см;
7,5 x 14
M = 640,1 x 0,393 x 25,3 = 63,64 кгм > 49,33 кгм,
crc
т.е. прочность наклонных сечений на действие изгибающего момента
обеспечена.
3. Расчет по образованию нормальных трещин
Момент от нормативных нагрузок в сечении, расположенном в
середине пролета, при коэффициенте надежности по нагрузке "гамма"
f
= 1,2 определяем по формуле:
2
qL
o 97
М = --------- = --- = 80,8 кгс.м.
n 8"гамма" 1,2
f
Момент, воспринимаемый сечением при образовании нормальных
трещин, найдем по формуле (6.56):
2
R bh 2
bt.ser 2,6 x 14 x 29,5
M = ------------ = ---------------- =
crc 3,5 3,5
= 90,51 кгс.м > 80,8 кгс.м,
т.е. нормальные трещины в перемычке не образуются. Так как М =
пред
= 139,24 кгс.м > М = 90,51 кгс.м, то опасность хрупкого
crc
разрушения отсутствует.
4. Расчет по образованию наклонных трещин
Максимальная поперечная сила от нормативных нагрузок равна:
qL
o 170,63
Q = --------- = ------ = 142,2 кгс.
n 2"гамма" 1,2
f
Поперечную силу, воспринимаемую сечением при образовании
наклонных трещин, найдем по формуле (6.57):
2 2
Q = --R b x h = -- x 2,6 x 14 x 29,5 =
crc 3 bt.ser 3
= 715,9 кгс > 142,2 кгс,
т.е. наклонные трещины в перемычке не образуются.
5. Расчет по деформациям
Поскольку отсутствуют нормальные и наклонные трещины от
действия нормативных нагрузок, кривизну определяем по формуле
(6.61):
M "фи"
1 b2
-- = -------------; "фи" = 0,5; "фи" = 2;
r "фи" EJ в1 в2
b1
4
Е = 1,2 x 10 кгс/кв. см;
в
3 3
bh 14 x 29,5 4
J = ---- = ---------- = 29951 см ;
12 12
2
1 80,8 x 10 x 2 -4 -1
-- = -------------------------- = 0,9 x 10 см .
r 4
0,5 x 1,2 x 10 x 29 x 951
Прогиб перемычки равен:
5 1 2 5 -4 2 l
f = -- x -- x L = -- x 0,9 x 10 x 227,5 = 0,485 < --- =
48 r o 48 200
227,5
= ----- = 1,14 см,
200
т.е. прогиб перемычки меньше предельно допустимого.
6. Расчет анкеровки
В соответствии с рис. 6.32 полудлина пролета перемычки
разбивается на 5 участков длиной а / а = 265 мм, а = а = а =
i 1 2 3 4
= 150 мм, a = 422,5 мм.
5
Находим изгибающие моменты в конце каждого участка:
2
1,5 x 26,5
М = 170,63 x 26,5 - ----------- = 40 кгс.м;
1 2
2
1,5 x 41,5
М = 170,63 x 41,5 - ----------- = 57,9 кгс.м;
2 2
2
1,5 x 56,5
М = 170,63 x 56,5 - ----------- = 72,47 кгс.м;
3 2
2
1,5 x 71,5
М = 170,63 x 71,5 - ----------- = 83,66 кгс.м;
4 2
M = 97 кгс.м.
5
Требуемая площадь передачи давления с анкера на полистиролбетон
A определяется по формуле (6.64):
s.anc.i
M - M
i i-1
A = ---------; Z ~ 0,85h = 0,85 x 26,5 = 22,5 см;
s.anc.i R Z i o
b 0
2
(40 - 0)10
A = ----------- = 23,7 кв. см < 33,6 кв. см;
s.anc1 7,5 x 22,5
2
(57,9 - 40)10
A = -------------- = 10,6 кв. см < 1,6 x 7 = 11,2 кв. см;
s.anc2 7,5 x 22,5
2
(72,47 - 57,9)10
A = ----------------- = 8,63 кв. см < 11,2 кв. см;
s.anc3 7,5 x 22,5
2
(83,66 - 72,47)10
A = --------------------- = 6,63 кв. см < 11,2 кв. см;
s.anc4 7,5 x 22,5
2
(97 - 83,66)10
A = ---------------- = 7,91 кв. см < 11,2 кв. см.
s.anc5 7,5 x 22,5
Таким образом, принятые анкеры обеспечивают совместную работу
арматуры и полистиролбетона и не приводят к его смятию.
Приводится рис. 6.1. К расчету простенка на ветровую нагрузку.
Приводится рис. 6.2. К расчету самонесущих рам.
Приводится рис. 6.3. Пример установки фахверковых стоек.
Приводится рис. 6.4. Схема определения грузовой площади стены.
Приводится рис. 6.5. Конструктивная (а) и расчетная (б) схемы
несущей стены.
Приводится рис. 6.6. К расчету креплений полистиролбетонных
стен.
Приводится рис. 6.7. График зависимости "альфа" и "альфа" от
v m
приведенной длины балки.
Приводится рис. 6.8. К расчету силы N.
Приводится рис. 6.9. К расчету простенка, расположенного вне
несущих поперечных стен.
Приводится рис. 6.10. К расчету части простенка между стеной и
балконной дверью.
Приводится рис. 6.11. Конструктивная схема ненесущей стены с
кирпичным фасадом.
Приводится рис. 6.12. Конструктивная схема ненесущей стены с
оштукатуриванием.
Приводится рис. 6.13. Конструктивная схема несущей стены с
кирпичной облицовкой.
Приводится рис. 6.14. Конструктивная схема стены из
полупустотных элементов.
Приводится рис. 6.15. Расчетная схема рамы.
Приводится рис. 6.16. К определению моментов из упрощенного
фрагмента рамы.
Приводится рис. 6.17. График зависимости (k - t).
Приводится рис. 6.18. К расчету сечения со сжатой зоной.
Приводится рис. 6.19. Упрощенная расчетная схема стен из
полупустотных элементов.
Приводится рис. 6.20. Сечение простенка с ребрами.
Приводится рис. 6.21. Схема определения грузовой площади стены.
Приводится рис. 6.22. Пример эпюры моментов в раме, загруженной
вертикальной нагрузкой при монолитных перекрытиях.
Приводится рис. 6.23. Упрощенное определение моментов при
монолитных перекрытиях в стойках: а) верхнего этажа; б) среднего
этажа; в) нижнего этажа.
Приводится рис. 6.24. Моменты в стойках при сборных
перекрытиях.
Приводится рис. 6.25. Участки для сбора нагрузок на крайние (1,
3) и среднюю (2) стойки простенка.
Приводится рис. 6.26. К расчету перемычек на вертикальную
нагрузку.
Приводится рис. 6.27. Расчет стоек на ветровую нагрузку,
направленную перпендикулярно плоскости стены при монолитных (а) и
сборных (б) перекрытиях.
Приводится рис. 6.28. Армирование стойки.
Приводится рис. 6.29. График несущей способности стоек.
Приводится рис. 6.30. План стены из перекрестно-пустотных
элементов (к примеру расчета).
Приводится рис. 6.31. К определению моментов в стойках стен.
Приводится рис. 6.32. Армирование и расчет перемычки СБП-
240II/150Б.
7. Теплофизические расчеты и проектирование ограждающих
конструкций по требованиям теплосбережения
7.1. Общие положения и исходные данные
7.1.1. Теплотехнические расчеты ограждающих конструкций из
полистиролбетона системы "Юникон" включают:
- определение приведенного сопротивления теплопередаче для всех
типов ограждающих конструкций (наружные стены, утепленные покрытия
и перекрытия) и сравнение их с требованиями табл. 1б СНиП II-3-79*
(изд. 1998 г.) и МГСН 2.01-99 с учетом данных СНиП 23-01-99;
- определение сопротивлений воздухопроницанию и паропроницанию
наружных стен и проверку их соответствия нормативным критериям,
рассчитываемым согласно положениям гл. 5 и 6 СНиП II-3-79*;
- проверку обеспечения условия невыпадения конденсата на
внутренней поверхности ограждающих конструкций для наружных стен и
утепленных покрытий, в т.ч. совмещенных;
- расчет тепловой инерции ограждающей конструкции по формуле
(2) СНиП II-3-79* (при необходимости).
7.1.2. Расчетные температуры наружного и внутреннего воздуха,
относительная влажность воздуха внутри здания, температура точки
росы и характеристика отопительного периода (ГСОП) принимаются по
данным СНиП 23-01-99, ГОСТ 30494-96 и МГСН 2.01-99.
В связи с вводом в действие СНиП 23-01-99 "Строительная
климатология" (взамен СНиП 2.01.01-82) изменились некоторые
климатические параметры холодного периода года, нормируемые для г.
Москвы. В частности, расчетная температура наиболее холодной
пятидневки с обеспеченностью 0,92 принята t = -28 град. С (вместо
|
