Промишлена и търговска употреба са рамкови конструкции, състоящи се от колони, подови греди, ферми или напречни греди. По правило такива сгради често имат големи разстояния и височини, което принуждава производителите и строителите да използват широко челни съединения в различни елементи на стоманени строителни конструкции.

Монтажна фуга върху плочите с помощта на болтова връзка

Подготовка на фуги за заваряване. Режещи ръбове и монтаж върху водещи релси.

Фуга след заваряване, почистен шев, отрязани направляващи плочи

Използването на фабрични съединения се дължи преди всичко на икономически причини и големината на валцувания метал. От опит в производството на метални конструкции последните години, в строителството промишлени сградив 80% от случаите се използва обикновена, колонна или широка греда съгласно STO ASChM 20-93, GOST 26020-83, а около 20% се пада върху заварена греда с променливо сечение. Стандартната дължина на I-греди е 12,0 m, ламарина е 6,0 m, за да се намалят разходите за рязане на материали, е необходимо да се събират изпращащите елементи на стъпки. Например, при дължина на колона 10800mm, от една валцувана греда от 12000mm получаваме заготовка за цялата колона от 10800mm и остатък от 1200mm, получаваме следващата колона, като изградим нова валцувана греда с получения остатък (1200 + 12000 = 13200) и отново отрязваме 10800, след което с получената останала част от 2400 мм правим същото, както е описано по-горе и така нататък. С листов композитен лъч действаме по същия начин директно при рязане на листа, но върху самите греди, съединението не се прави в една равнина, а се разнася, стената е заварена на едно място, рафтовете са съединени под ъгъл 60 и изварени над и под фугата на стената. Разбира се, и в двата случая е необходимо да се вземе предвид мястото на кръстовището, като се предотврати попадането му в зоната на максимални натоварвания и кръстовището на други конструктивни елементи. Фабричното съединение на колони и греди се извършва съгласно изчислителните условия в съответствие със SNiP II-23-81 *, най-често във фабричните реалности, челна заварка с пълно проникване и изрязване на ръбовете на хордите и стените на се използват съвпадащи части. В случаите, когато е необходимо да се осигури надеждността на съединението и основния метал в зоните на значителни моменти и напречни сили, съединението се подсилва с подложки, монтирани върху рафтовете и стените на гредата. За да оптимизирате процеса на проектиране на KM или разработване на KMD при производството на метални конструкции, можете също да използвате тип серия 2.400-10 „Нормативи на фабрични фуги на профили в строителни стоманени конструкции“, където вече е направено изчислението на равната якост на съединението с основния метал и проектните решения за съединенията на съединяваните елементи от канали, ъгли и Дадени са I-лъчи.

Монтажните фуги се извършват поради уврежданиятранспортиране на големи метални конструкции по шосе и железопътен транспорт, с дължина над 15 метра, от гледна точка на удобство и икономичност, е по-целесъобразно конструкцията да се раздели на по-малки елементи за доставка до потребителя. Комбинирането на транспортните елементи в една единица се извършва директно на строителната площадка от монтажната организация. Монтажните съединения на греди и колони са заварени или болтове, в сравнение с фабричните са по-трудоемки и скъпи поради необходимостта от използване допълнителни елементиза укрепване и позициониране на части в съпрузи. Повечето по най-добрия начинразбира се, заварени, челно заварени с пълно проникване, при спазване на разделянето на ръбовете и физическия метод на контрол, но по време на монтаж условията на заваряване и контрол на качеството на шевовете не винаги съответстват на изчислените, следователно, като правило, полеви фуги първоначално се правят върху наслагвания, подсилващи здравината на съединението. Болтовите монтажни връзки се правят и върху плочи, за предпочитане с помощта на болтове с висока якост, такива връзки са металоемки, изискват значителни разходи за труд при производството, освен това дупките отслабват секциите на елементите, но от гледна точка на монтажа, те са по-лесни за сглобяване и не изискват високоспециализиран персонал за извършване на висококачествена фуга. Фланцовите връзки са доста ефективни, но не са много разпространени поради повишената им деформируемост. Съгласно SP 16.13330.2011 - „съединяването на колони при монтаж трябва да се извършва с фрезовани челно заварени краища или върху плочи със заварени или болтови съединения, включително болтове с висока якост, също така е разрешено да се използват фланцови връзки, които възприемат сила на опън с болтове и натиск през фланците на затягащите повърхности".

Фуги и детайли на колони

Съединенията на колоните са фабрични и монтажни.Фабричните фуги се подреждат поради ограничената дължина на валцуваните профили (виж раздела). Монтажните фуги са подредени поради ограничените транспортни възможности (9 - 13 м при транспортиране на една платформа и 19 - 27 мм при транспортиране на съединител).

Фабричните съединения на елементите обикновено са разположени на разстояние, без да се концентрират на едно място, тъй като свързването на отделни елементи може да се извърши преди общото сглобяване на пръта. Примери за заварени фабрични съединения на отделни елементи на колоните са показани на фигурата.

Фабрични заварени съединения: а - заварени I-лъчеви ремъци; b - клони с I-лъч
твърда колона; в - клони на проходна колона върху летвите.

Основното условие за образуването на здрава става е да се осигури прехвърляне на сила от един елемент към друг. При челно заваряване това се осигурява от подходящата дължина на заваръчните шевове (виж раздела), а при челно заваряване с наслагвания, освен необходимата дължина на заварките, и от съответната площ на напречното сечение на наслагванията, която не трябва да бъде по-малко от площта на напречното сечение на основните съединени елементи.

Най-простият и следователно най-препоръчителен е права челна заварка. Изпълнението на такова съединение е възможно във всички случаи, тъй като при ексцентрично компресирани колони винаги може да се намери участък с намалени напрежения на опън.

Монтажните съединения на колоните са разположени на места, удобни за монтаж на конструкции. За колони с променливо сечение такова място е перваз на нивото на опора на кранови греди, където се променя сечението на колоната.

Фигурата показва видовете съединения на горната и долната част на едностенна масивна колона:фабрика и монтаж.

Закрепване на надкрановата част на колоната към проходната част на крана.

Фигурата показва закрепването на горната част на колоната към дъното чрез двустенна и едностенна траверса.

Дължината на шевовете (l w на фигурата по-горе), необходими за закрепване на вътрешния пояс на горната част на колоната, се определя от условието, че моментът M и надлъжната сила N, действащи в горната част на колоната на мястото на закрепването му към долната част се възприемат от заварките, закрепващи хордите на горните части на колоната; в този случай шевовете, закрепващи стената, обикновено не се вземат предвид.

Сила в колана, равна на

се предава чрез четири шева, които прикрепват част 1 към стената на долната част на колоната. Част 1 има процеп, който ви позволява да го поставите на стената на долната част на колоната (слотът е направен с 2–3 мм по-голям от дебелината на листа). В случай на монтажно съединение, тази част се прави отделно от поясния лист, като се заварява към дъното на колоната.

При колони с долна решетъчна част горната част е прикрепена с парче, наречено траверс. Траверсата работи при огъване като греда върху две опори и трябва да се провери за здравина; диаграмата на моментите в траверса е показана на фигурата. Закрепването на траверса към клоните на колоната се извършва с непрекъснати шевове и се изчислява върху опорната реакция на траверса. За да се осигури цялостната твърдост на кръстовището на горната и долната части на колоната, се поставят хоризонтални диафрагми или.

Монтажната фуга на колони от масивно сечение, която предава предимно натискни сили, може да се направи с помощта на фрезовани краища. Този тип фуга се използва в московски високи сгради.

В случай на предаване на момента от колоната е възможно и завареното съединение, показано на фигура b, което не изисква крайно фрезоване. Подреждането тук на директно заварено съединение е възможно при условие, че е осигурена еднаква здравина на заварения и основния метал.

Обикновено се приема, че в колони, работещи предимно на компресия, все още е възможно да се появи напрежение във всеки край на участъка. Следователно, в ставите е необходимо да се осигури възприемането на условна сила на опън, която обикновено се приема равна на 15% от изчислената нормална сила на натиск (разбира се, ако няма реални сили на опън, които надвишават тази стойност).

Поддържането на кранови греди върху колони с постоянно сечение (в леки работилници) се извършва чрез подреждане на конзола от заварена I-лъч (от листове) или от два канала.

Конзолата се изчислява за момента от налягането на два съседни крана, разположени върху гредите на крана: M = Re, където e е разстоянието от оста кранова гредакъм клона на колоната.

Шевовете за закрепване на едностенната конзола се изчисляват за действието на момента M и силата на срязване P.

Шевовете, прикрепващи конзолата, състоящи се от два канала, прегръщащи колоната, се изчисляват за реакцията S, намираща се като в единична конзолна греда:

"Проектиране на стоманени конструкции",
К. К. Муханов

Съединенията на колоните са фабрични и монтажни.Фабричните фуги се подреждат поради ограничената дължина на валцуваните профили (вижте раздел Гама). Монтажните фуги са подредени поради ограничените транспортни възможности (9 - 13 м при транспортиране на една платформа и 19 - 27 мм при транспортиране на съединител).

Фабричните съединения на елементите обикновено са разположени на разстояние, без да се концентрират на едно място, тъй като свързването на отделни елементи може да се извърши преди общото сглобяване на пръта. Примери за заварени фабрични съединения на отделни елементи на колоните са показани на фигурата.

Фабрично заварени съединения

Фабрични заварени съединения: а - заварени I-лъчеви ремъци; b - клони на I-лъч
твърда колона; в - клони на проходна колона върху летвите.

Основното условие за образуването на здрава става е да се осигури прехвърляне на сила от един елемент към друг. При челно заваряване това се осигурява от подходящата дължина на заваръчните шевове (вижте раздел Заварени съединения), а при челно заваряване с наслагвания, освен необходимата дължина на заварките, и от съответната площ на напречното сечение на наслагвания, които не трябва да са по-малки от площта на напречното сечение на основните съединени елементи.

Най-простият и следователно най-препоръчителен е права челна заварка. Изпълнението на такова съединение е възможно във всички случаи, тъй като при ексцентрично компресирани колони винаги може да се намери участък с намалени напрежения на опън.

Монтажните съединения на колоните са разположени на места, удобни за монтаж на конструкции. За колони с променливо сечение такова място е перваз на нивото на опора на кранови греди, където се променя сечението на колоната.

Съединения на горната и долната част на едностенна наклонена колона

Фигурата показва видовете съединения на горната и долната част на едностенна масивна колона:фабрика и монтаж.

Фигурата показва закрепването на горната част на колоната към дъното чрез двустенна и едностенна траверса.

При колони с долна решетъчна част горната част е прикрепена с парче, наречено траверс. Траверсата работи при огъване като греда върху две опори и трябва да се провери за здравина; диаграмата на моментите в траверса е показана на фигурата. Закрепването на траверса към клоните на колоната се извършва с непрекъснати шевове и се изчислява върху опорната реакция на траверса. За да се осигури цялостната твърдост на кръстовището на горната и долната част на колоната, се поставят хоризонтални диафрагми или усилватели.

Монтажна фуга на масивни колони

Монтажната фуга на колони от масивно сечение, която предава предимно натискни сили, може да се направи с помощта на фрезовани краища. Този тип фуга се използва в московски високи сгради.

Обикновено се приема, че в колони, работещи предимно на компресия, все още е възможно да се появи напрежение във всеки край на участъка. Следователно, в ставите е необходимо да се осигури възприемането на условна сила на опън, която обикновено се приема равна на 15% от изчислената нормална сила на натиск (разбира се, ако няма реални сили на опън, които надвишават тази стойност).

Поддържащи кранови греди на конзолата

Поддържането на кранови греди върху колони с постоянно сечение (в леки работилници) се извършва чрез подреждане на конзола от заварена I-лъч (от листове) или от два канала.
Конзолата се изчислява за момента от налягането на два съседни крана, разположени върху гредите на крана: M = Pe, където e е разстоянието от оста на крановата греда до клона на колоната.

Шевовете за закрепване на едностенната конзола се изчисляват за действието на момента M и силата на срязване P.

Шевовете, прикрепващи конзолата, състоящи се от два канала, прегръщащи колоната, се изчисляват за реакцията S, намираща се като в единична конзолна греда:

28. Конструктивни решения и изчисление на основата на ексцентрично компресирани колони.

Основата е носещата част на колоната и е предназначена да пренася сили от колоната към основата. Основата включва плоча, траверси, ребра, анкерни болтове и приспособления за тяхното закрепване (маси, анкерни плочи и др.). Конструктивното решение на основата зависи от вида на колоната и начина, по който е свързана с основата (твърда или шарнирна).

Шарнирните основи са подобни на тези, използвани за централно компресирани колони. С големи сили основите на шарнирните рамкови системи се проектират с помощта на опорни панти (облицовани с плочки, балакирани). В промишлените сгради колоната в равнината на рамката обикновено има твърда връзка с основата, а от равнината има шарнирна връзка.

Има два вида бази – общи и отделни.

За плътни, както и за светлинни колони се използват общи основи (фиг. 1). За по-добро предаване на момента към основата, основата на ексцентрично компресирана колона се развива в равнината на действие на момента; центърът на плочата обикновено е подравнен с центъра на тежестта на колоната.

Ако моментът на един знак по абсолютна стойност е много по-голям от момента на другия знак, възможно е да се проектира основата с плоча, изместена към действието на по-голям момент.

Под плочата в бетона на основата се появяват нормални напрежения (фиг. 14.17.6), определени по формулите за ексцентрично компресиране

При голяма стойност на огъващия момент вторият член на формула 14.32) може да бъде по-голям от първия и под плочата възникват опънни напрежения. Тъй като плочата лежи свободно върху основата, за възприемане на възможно напрежение се монтират анкерни болтове, които за разлика от основата на централно компресираната колона са конструктивни елементи.

Приема се, че ширината на плочата е 100-200 mm по-широка от сечението на колоната. Тогава от условието за якост на фундаментния бетон при натиск от формулата (14.32) е възможно да се определи дължината на плочата

Изчислението се извършва върху комбинация от сила ни L(. даващи най-голямо сгъстяване на ръба на бетона.

За да се осигури твърдостта на плочата и да се намали нейната дебелина, в основата се монтират траверси и ребра.

В леките колони се използват основи както с едностенна (виж фиг. 14.16.а), така и с двустенна траверса от листове или два канала (виж фиг. 14.16, в).За по-мощни колони са подредени двустенни траверси от листове. Траверсите могат да бъдат общи за колоните на колоните (виж фиг. 14.16, ") и отделни (виж фиг. 14.16, *).

Общите траверси са заварени към колоните на колоната с външни шевове (заваряването във вътрешната кухина е трудно). Те работят като двуконзолни греди под действието на отблъскването на фундаментния бетон и силата в анкерните болтове. Напречните закрепващи шевове възприемат само силата на срязване. Такива траверси са подходящи за малки ширини на колоните (до 540-700 mm). При по-голяма ширина на колоната отделните траверси са по-икономични и удобни за заваряване (виж фиг. 14.16, d).

Всяка траверса е заварена към фланеца на колоната с два шева и действа като конзола срещу отблъскване на бетона или сила в анкерния болт. Напречните закрепващи шевове възприемат момента и силата на срязване.

Ориз. 1. Общи основи на ексцентрично компресирани колони.

а) лека масивна колона с едностенна траверса, б) лека решетъчна колона, в) двустепенна основа с общи траверси, г) двустепенна основа с отделни траверси. 1 - анкерни болтове, 2 - анкерни плочки.

Стабилността, надеждността и издръжливостта на сглобяемите сгради и конструкции до голяма степен зависят от качеството на работните съединения на сглобяемите елементи и конструкции и тяхното вграждане.

В зависимост от броя и вида на свързващите елементи, връзките се разделят на фуги, възли и шевове. Връзката между два конструктивни елемента на едно място (например колона с фундамент) се нарича фуга, а три или повече елемента се наричат ​​възел. Пример за последното е свързването на колони, напречни греди и подови плочи в многоетажни рамкови сгради. Шевът е място на контурна връзка (контакт) между отделни конструктивни елементи, например подови плочи, стенни панели и др.

В зависимост от мястото на монтаж на конструкциите, фугите и възлите са фабрични, разширени и монтажни. Увеличени връзки се извършват на предмонтажни места, монтажни връзки - при монтаж на конструкции в съоръжението.

Според вида на проектното натоварване и конструктивното решение ставите и възлите се разделят на носещи и неносещи. Лагерните връзки могат да бъдат шарнирни и твърди. Според метода на закрепване на конструкциите един към друг, връзките са разделени на "сухи", монолитни и смесени.

Връзките чрез заваряване, болтове или нитове се класифицират като (сухи). Фугите се наричат ​​монолитни, където пролуките между конструктивните елементи са запечатани с бетон, хоросан, пластмаси и други материали. При подреждането на такива връзки в повечето случаи е необходимо да се монтира кофраж за полагане на монолитния материал и поддържането му при определени условия, докато се установят необходимите свойства.

Смесените връзки са най-сложни. В тях конструктивните елементи първоначално са заварени или свързани с болтове (нитове), а след това монолитни. За предотвратяване на корозия върху металните елементи на ставите преди монолитно се нанасят антикорозионни покрития.

Връзките на сглобяеми стоманобетонни колони на едноетажни промишлени сгради със стъклени основи са монолитни с бетон след подравняване и фиксиране на колоните с помощта на монтажни устройства (фиг. 6.25). За да се осигури възможност за последващо извличане на клинови облицовки, последните се затварят с кожуси преди бетониране, които се отстраняват след като бетонът започне да втвърдява. Класът бетон се приема съгласно проекта, но не по-нисък от В15. Клиновите вложки се отстраняват, след като бетонът достигне якостта, посочена в PPR, а при липса на инструкции - при 70% от проектната якост. Гнездата от облицовките са запечатани с бетон. Вместо клинови вложки е възможно да се монтират бетонни или стоманени клинове.

Кранова става стоманобетонни гредис колони се осигурява чрез заваряване на вградени части (фиг. 6.25, б). Заваряването се извършва от сертифициран заварчик в съответствие с проекта: дължина на шева, височина на крака на шева. Това е работно съединение, което поема всички изчислени натоварвания.

След това, връзка от бетонови работници монолитна фугата с финозърнест бетон върху бързо втвърдяващ се разширяващ се цимент.

За вграждане на фугата с бетон се монтира инвентарен кофраж, състоящ се от три защитни плочи (две странични и една предна) и затягащи скоби.Сглобеният кофраж се фиксира на фугата със затягащи винтове. Демонтирането се извършва, когато бетонът достигне 50% от проектната якост.

Съединението на стоманобетонна ферма или греда се извършва чрез заваряване (фиг. 6.25, в). Пред строително строителствотой се фиксира с анкерни болтове в главата на колоната и след окончателното изравняване на позицията на конструкциите, носещият лист на фермата се заварява към вградената част върху колоната с два странични шева.

Покривните плочи се свързват с фермени конструкции (греди, ферми) чрез заваряване на вградените части на ребрата на плочата в точките на опора към вградените части на горната корда покривни конструкции. Първата монтирана плоча се заварява на четири опорни места, а следващите - най-малко на три. Шевовете са монолитни с бетон или хоросан от степента, посочена в проекта, но не по-ниска от M50. За да се предотврати изтичане на хоросан или циментово мляко, на дъното на шева се полага турникет. покривен материал(покривен филц, пергамент и др.).

При изграждане на рамка многоетажни сградиизискванията за точността на сглобяване на конструкции са значително повишени и толерансите са значително намалени. За тяхното изграждане не се използва безплатният метод на монтаж, използван за едноетажни промишлени сгради. При сглобяването на многоетажни сгради се използват специални механични устройства - проводници: единични, групови (фиг. 6.32, 6.33), както и високоточни системи от рамково-панти индикатори за 8 ... 12 колони (RSHI) (фиг. 6.34). RSI системите позволяват да се изключи операцията по подравняване на колоните. След като колоната се постави в гнездото на RSI, се извършва работна фуга. Точността на монтажа на колоната се осигурява от инструменталното подравняване на цялата RSI система и твърдостта на нейната рамка.

Ориз. 6.33. Последователността на монтиране на елементите на рамката с помощта на един проводник: а - монтаж на проводника; б - монтаж на колони; в - полагане на напречните греди на 1-ви етаж; g - полагане на обикновени подови плочи на 1-ви етаж; г - отстраняване на проводника; д - полагане на напречни греди на 2-ри етаж; g - полагане на свързани плочи на 2-ри етаж; h - полагане на подови плочи на 2-ри етаж; 1 - единичен проводник; 2 - глава на долната колона; 3 - колона; 4 - скоба; 5 - напречна греда; 6 - подвижно скеле; 7 - подова плоча; 8 - свързваща плоча

Ориз. 6.34. Схема на индикатор за рамка-панта: а - план; b - страничен изглед; 1 - монтирана колона; 2 - кабел за фиксиране на колоните; 3 - колона; 4 - въртяща се скоба; 5 - надлъжна тяга; 6 - възел на надлъжно движение; 7 - скоба обтегач; 8 - напречна тяга; 9 - подвижна скоба стоп; 10 - възел напречно движение; 11 - точки за закрепване на спирачките на рамката; 12 - въртяща се люлка; 13 - подова настилка; 14 - стълби; 15 - ограда; 16 - плаваща рамка; 17 - сачмени лагери; 18 - стелажи за скеле; 19 - опорна лапа; 20 - фланцова връзка

Сдвояването (възлите) на отделни елементи на рамката са показани на фиг. 6.35. Технологията за сдвояване е следната.

Скачването на колони по височина (степени) се извършва чрез свързване на изходите на надлъжната армировка на колоните от край до край с помощта на заваряване във вана, инсталиране на спирална армировка върху армировъчните пръти, скоба и последващо вграждане с бетон не по-нисък от B25 .

Запечатването на фугата се извършва с помощта на кофраж и се извършва по два начина, в зависимост от вида на кофража. При използване на инвентарен стоманен кофраж, монолитният се извършва на два етапа. На първия етап кухината между съединените глави се уплътнява с твърд финозърнест бетон, на втория етап около фугата се монтира инвентарен кофраж, състоящ се от две L-образни части и свързани с болтове. Бетонната смес се подава през страничните джобове и се уплътнява. След приключване на работата оставащият в джобовете бетон се изрязва наравно с ръбовете на колоната с помощта на задвижван стоманен вентил. Кофражът се отстранява, след като бетонът е втвърдил поне 30% от проектната якост.

При рамкова схема на сградите, твърдостта на връзката на напречните греди с колоните се постига, както следва. В долната част са заварени вградени части, а в горната част на напречната греда - подсилващи изходи. Пролуката в долната зона на фугата между напречната греда и колоната е изсечена с твърд бетон или хоросан. След това се монтира инвентарен метален кофраж и се фиксира върху монтажа, а останалата кухина се запълва с бетон от клас не по-нисък от B15.

Връзката на подовите плочи с напречната греда и помежду им се осигурява чрез заваряване на вградени части върху долната част на ребрата в местата на опора и в горната част на носещите фланци на напречната греда, последвано от вграждане на шевовете между плочи и около колоните с бетон. Междуколонните и ръбовите плочи, разположени по стените на сградата, са заварени към напречните греди на четири места и са свързани помежду си по горните краища на надлъжните ребра със стоманени пластини.

Останалите плочи, с изключение на последната от участъка, са заварени на две (когато лежат на рафтовете) или на три (когато се опират в горната част на напречната греда) места.

Конструктивните решения на фуги на колони по височина могат да бъдат със стоманени капачки и без капачки.

Съединяването на колони със стоманени глави се извършва в следния ред. След подравняване и фиксиране на частите, които ще се съединяват, към стоманените глави на колоните се заваряват усилващи плочи. След това пролуката между краищата на колоните се изсича и към наслагванията по периметъра се заварява армировъчна мрежа.

Външните стенни панели в рамкови сгради могат да бъдат самоносещи или шарнирни. Самоносещите се панели се опират един върху друг. Вертикалните натоварвания се прехвърлят към греди на ранда, хоризонталните - към колоните чрез заварените към тях монтажни ъгли или пръти с наслагвания. Шарнирните панели след монтаж върху носещите маси се заваряват отгоре и отдолу към свързващите части на колоните (фиг. 6.25, д; д).

Хоризонтални и вертикални шевове на стенни панели се затварят циментова замазка. При повишени експлоатационни изисквания шевовете са запечатани отвън с еластично уплътнение и мастика. Запечатването на шевовете се извършва в следния ред. Преди да монтирате следващия горен панел, разнесете разтвора върху хоризонтална повърхност под монтирания съседен панел. След като монтирате и фиксирате горния панел, окачете кофража на вертикалната фуга и го напълнете с хоросан. С вътрешевовете между панелите са бродирани или търкани с циментов разтвор.

Уплътнението и защитното покритие на външните шевове се извършват от шарнирни люлки.

Източник: Технология на строителните процеси. Снарски V.I.

СДРУЖЕНИЕ "СТОМАН БЕТОН"

ЦЕНТРАЛЕН НАУЧНО-ПРОЕКТАНТЕН И ЕКСПЕРИМЕНТАЛЕН ИНСТИТУТ ПО ИНДУСТРИАЛНИ СГРАДИ И КОНСТРУКЦИИ
JSC TsNIIPromzdaniy

МОСКВА 2002г

Препоръчва се за публикуване с решение на Научно-техническия съвет на OAO TsNIIPromzdaniy. Препоръките определят методология за формиране на проектни модели на носещи системи на многоетажни рамкови сгради от сглобяеми стоманобетонни конструкции, като се отчита съответствието и нелинейността на работата на възлови интерфейси за изчисляване с помощта на стандартни софтуерни системи които реализират метода на крайните елементи. В статията е представен метод за определяне на линейното и ъгловото съответствие на фугите на сглобяеми стоманобетонни конструкции. многоетажни рамки. Препоръките са предназначени за инженерно-технически работници, участващи в проектирането и изчисляването на граждански и промишлени сгради. Автор: д.м.н. науки, S.N. ° С. Трекин Н.Н. (JSC "TsNIIPromzdaniy"). Научен редактор: д-р техн. науки, проф. Кодиш Е.Н. (JSC TsNIIPromzdaniy)

ПРЕДГОВОР 1. ОБЩИ РАЗПОРЕДБИ 2. ПРОЕКТНИ РЕШЕНИЯ НА ВЪЗЛОВИ ФУГИ НА СГЛАВНИ СТАМОБЕТОННИ КОНСТРУКЦИИ НА РАМКОВИ СГРАДИ 2.1. Общи изисквания 2.2. Вертикални съединения на колоните 2.3. Сдвояване сглобяем подс колона 2.4. Съединение на колона с фундамент 2.5. Фуги на сглобяеми подови елементи 2.6. Връзки през свързващи панели 3. ПРАКТИЧЕСКИ МЕТОД ЗА ОЦЕНЯВАНЕ НА СЪОТВЕТСТВИЕТО НА ФУГИТЕ 3.1 Вертикални съединения на колоните 3.2. Връзка на напречна греда с колона 3.3. Интерфейси в сглобяеми подове 3.4. Съответствие на интерфейсите в свързващите панели. 4. ФОРМИРАНЕ НА ИЗЧИСЛИТЕЛНИ МОДЕЛИ НА НОСЕЩА СИСТЕМА НА РАМАТА НА СГРАДА 4.1. Общи положения 4.2. Методи за отчитане на съответствието на възловите конюгации 4.3. Многоетажни каркаси 4.4. Отчитане на нелинейна деформация на прътови елементи 4.5. Подов диск от сглобяеми елементи 5. ПРИМЕРИ ЗА ИЗЧИСЛЕНИЕ РЕФЕРАТ

ПРЕДГОВОР

Рамковите сгради за промишлени и граждански цели са масови структурни системи. Те станаха широко разпространени поради широките възможности за вариации в решенията за пространствено планиране на вътрешното пространство, както и поради пълната индустриализация на производството и монтажа на конструкции, диференцирането на носещи и ограждащи елементи по предназначение , което дава възможност, използвайки система за унификация и въвеждане, ефективно да се разпределят материалите и да се намали общата им консумация. Характеристика на рамките на многоетажни сгради, изработени от сглобяем бетон, е голям брой възлови интерфейси, които, в съответствие с приетата система за разрязване на сградата на елементи, обикновено са разположени в най-натоварените зони [8, 22, 24, 28, 34, 35, 39]. В същото време съединенията на сглобяемите елементи се характеризират с повишена деформируемост поради раздробяване на бетона по контактните повърхности и напукване, съответствие на заварените съединения на армировката и вградените части [2, 3, 4, 8, 9, 11, 12, 25, 37]. В допълнение, физическата и конструктивната нелинейност се проявява в по-голяма степен при съвпадащите възли и тяхното съответствие варира в зависимост от състоянието на напрежение-деформация [3, 9, 14, 21, 26]. Експерименталните изследвания показват, че променливото съответствие на конюгациите води до значително (до 40%) преразпределение на силите [20, 41]. Съществуващите методи за изчисление все още не отчитат напълно ефекта от съответствието на възлите върху съвместната работа на носещите подсистеми на рамкови сгради - надлъжни и напречни рамки, подови дискове и усилващи диафрагми. Това се дължи основно на недостатъчно познаване на пространственото взаимодействие на сглобяемите елементи както в еластичния, така и в пластичния етап на работата [1, 7, 23, 32, 33]. Следователно, като правило, изчисляването на рамковите сгради се извършва по проектни схеми с шарнирни или твърди кръстовища на елементи, което не винаги отразява адекватно работата на конструкцията. С днешните повишени изисквания за икономическа ефективност на проектните решения, изследванията за по-нататъшно усъвършенстване на проектните схеми са от особено значение. Благодарение на интензивното развитие на компютърни технологии и софтуер, които прилагат числени методи за изчисление (главно метода на крайните елементи), стана възможно да се симулират сложни процеси на взаимодействие и да се извършват изчисления с помощта на пространствени изчислителни схеми с необходимата точност. Въпреки това, за адекватно описание на състоянието на напрежение-деформация е необходимо да се разчита на общите физични закони, управляващи работата на интерфейси с различни конструкции, които все още липсват до момента. В препоръките се предлага методология за оценка на пластичността на сглобяемите стоманобетонни конструкции, базирана на обширни експериментални изследвания на редица автори. Дадени са препоръки за изготвяне на проектни схеми за рамки на многоетажни сгради, в които се моделира съответствието на фугите на прътовите и равнинните елементи на сградата. В този случай се взема предвид физическата и конструктивната нелинейност на съединителите. Поради сложността на напрегнато-деформационното състояние и големия брой конструктивни фактори, които влияят върху пространствената работа на съпрузите, препоръките са приложими за специфични проектни решения за масово използване.

1. ОБЩИ РАЗПОРЕДБИ

1.1. Тези препоръки са приложими при изчислението на скрепени, рамкови и комбинирани рамки на многоетажни сгради с конструкции от вертикални усилватели под формата на стоманени решетъчни връзки, плътни и с отвори от стоманобетонни диафрагми с променливи височинни характеристики. 1.2. Препоръките могат да се използват при изчисляване на рамки, които възприемат специални натоварвания и въздействия (действието на сеизмични и краткотрайни динамични натоварвания, проектиране на сгради върху фундаменти на потъване). 1.3. Препоръките определят метод за определяне на пластичността на фугите на сглобяеми бетонни конструкции за формиране на плоски и пространствени проектни модели на рамки на многоетажни сгради при изчисление по метода на крайните елементи, който може да се използва и при анализа на структури чрез други числени и аналитични методи. 1.4. Под съвместимост на съединението се разбира повишената деформируемост на фугата на малък, по отношение на височината на сечението, участък от дължината на фугата в сравнение с деформируемостта на съединяваните елементи. Във физическа същност гъвкавостта на връзката е равна на изместването, причинено от една единствена сила - при натиск-напрежение, срязване или въртене. 1.5. Деформируемостта (наричана по-долу гъвкавост) на ставите на носещите елементи на рамката - колони, напречни греди, подови плочи, елементи на усилващи диафрагми и основи може да бъде причинена от следните фактори: намаляване на изчислените площи на прилягане на конструкциите за осигуряване на армировъчни връзки ; смачкване на бетонни конструкции и шев по контактните повърхности и в резултат на това развитие на нееластични деформации; намалена устойчивост на пукнатини и устойчивост на развитие на пукнатини в бетонния шев; съответствие на заварените съединения на армировката и вградените части и др. 1.6. Когато състоянието на напрежение-деформация на възловия интерфейс се промени поради проявата на физическа и конструктивна нелинейност, съответствието на интерфейса се променя. 1.7. При структурните изчисления при определяне на гъвкавостта се препоръчва използването на т. нар. коефициент на твърдост на ставата, който се определя като допирателната на наклона на секанса към кривата в диаграмата сила-преместване за съединението. 1.8. Трябва да се прави разлика между линейно, ъглово и срязващо съответствие, които зависят от съответните деформации. Линейната податливост (1/C x, 1/C y, 1/ C z) се дължи на деформации на опън-натиск и се характеризира със зависимостта "N - δ". Податливостта на срязване (1/С γ) се дължи на деформации на срязване под действието на напречна сила и се характеризира със зависимостта "Q - γ". Ъгловата податливост (1/С φ) се дължи на ротационни деформации под действието на огъващ или въртящ момент и се характеризира със зависимостта "M - φ". Тук се приемат обозначенията: N, Q и M - съответно надлъжна, напречна сила и огъващ момент в сечението на съединението; δ , γ и φ - надлъжна деформация, ъгъл на срязване и ъгъл на въртене в сечението на съединението; C x, C γ и C φ са коефициентите на линейна, срязваща и ъглова коравина (сили, причиняващи единични деформации).

2. КОНСТРУКТИВНИ РЕШЕНИЯ ЗА ВЪЗЛОВИ ФУГИ НА СГЛАВНИ СТОМОНОБЕТОННИ КОНСТРУКЦИИ НА РАМКОВИ СГРАДИ

2.1 Общи изисквания

2.1.1. Сградната рамка трябва да работи под натоварване като единна пространствена система. В тази връзка се налага набор от изисквания към фугите на сглобяемите стоманобетонни конструкции: - якостта на съединението не трябва да бъде по-ниска от съединените елементи, за да се предотврати преждевременно разрушаване на конструкцията както на етапа на монтаж, така и под въздействието на експлоатационни натоварвания; - твърдостта на фугата трябва да осигурява прехвърлянето на изчислените сили на свързващите елементи, неизменността на тяхното взаимно положение, нормализираното изместване на елементите под натоварване и пространствената твърдост на сградата като цяло. Освен това фугите трябва да бъдат възможно най-универсални, технологични по време на монтажа, да гарантират правилното свързване на елементите и да бъдат разположени в зони с минимални усилия. 2.1.2. Свързването на съединените стоманобетонни елементи се осигурява по следния начин: за възприемане на опънните сили се заваряват арматурни пръти или вградени части; за възприемане на сили на натиск, в допълнение към заварените съединения, шевовете между елементите са монолитни; за прехвърляне на срязващи сили се правят заварени съединения и се подреждат бетонни дюбели.

2.2. Вертикални съединения на колони

2.2.1. Вертикалните съединения на колони, според критериите за проектиране и конструкция, се класифицират като съединения, работещи при ексцентрично компресиране, които се препоръчват да се поставят в зони с минимални огъващи моменти. Изискванията към вертикалните съединения са да осигурят коаксиално предаване на надлъжните сили и разпределението на концентрираните напрежения на натиск върху участъка. Съединенията на колоните могат да бъдат шарнирни (контактни), т.е. възприемащи само надлъжни и напречни сили или твърди, предназначени, в допълнение към казаното, да възприемат моменти на огъване. Пример за дизайна на ставите е показан на фиг. 1.2.2.2. Пластичността на съединенията на колоните може да бъде причинена от редица причини: концентрацията на напреженията на натиск поради намалената изчислена площ и неравностите на контактната повърхност на съединените елементи; наличието на хоросанови фуги с по-ниска якост; повишена деформируемост на заварените съединения на надлъжната армировка (фиг. 1, в). При поставяне на фуги в зона с минимални огъващи моменти се препоръчва да се има предвид само линейно съответствие. 2.2.3. Пластичността на ставите на колоните се увеличава с увеличаване на натоварването поради развитието на нееластични деформации в свързващите елементи. Интензивното увеличаване на деформируемостта на ставата се проявява на етапите на нива на натоварване от 0,6-0,8 N R (N R - натоварване на скъсване). Дължината на зоната на повишена деформируемост зависи от конструкцията на съединението и се определя като правило от разрез с намалено напречно сечение (фиг. 1, в).

Ориз. 1. Вертикални съединения на колони: а) твърди, със заваряване на надлъжна армировка; б) шарнирно без връзки по надлъжната армировка; в) съединението в монтажа и диаграмата на разпределението на надлъжните деформации

2.3. Сглобяеми съединители между плоча и колона

2.3.1. Свързването на пода с колоната (фиг. 2) трябва да осигури прехвърлянето на вертикални и хоризонтални натоварвания от пода към колоните и, ако е необходимо, пространствената твърдост на рамката. В спрежение таван на гредис колона, основната връзка, която определя конструктивната схема на рамката, е съединението на напречната греда с колоната. При наличието на вертикални усилватели, кръстовището на междуколонни (залепени) подови плочи с колоната има по-малък ефект върху статичната схема на рамката.

Ориз. 2. Сдвояване на колона със сглобяем под

2.3.2. Съединенията на напречната греда с колоната обикновено се разграничават като шарнирни - за опорни рамки и твърди - за рамкови рамки. В повечето конструктивни решения напречната греда се опира на къси конзоли, подредени в колони (фиг. 3, 4). 2.3.3. При вратовръзките фугата на напречната греда с колоната се изчислява за възприемане на вертикални натоварвания и хоризонтални натоварвания, които възникват по време на периода на монтаж. При свързването на напречната греда с колоната, опорните вградени части се заваряват отдолу и се заваряват отгоре на стоманени плочи или арматурни пръти (фиг. 3, а). В горната връзка по правило се използват меки стомани, за да се осигури поглъщане на фиксиран момент на огъване до 10 - 20% от обхвата, главно по време на монтажа. Големината на момента върху опората зависи от посоката на натоварването. Това е особено очевидно при немонолитни шевове. В опънати елементи (плочи, арматурни пръти) при изчислени максимални натоварвания се допускат напрежения, съответстващи на границата на провлачване, което води до възникване остатъчни деформациии в резултат на това да се увеличи деформируемостта на възела при редуващи се натоварвания в реално време в сравнение с първоначалната стойност.

Ориз. 3. Конструкции на интерфейси на напречна греда с колона в рамка за връзка: а) със скрита конзола и горна монтажна свързваща плоча; б) със скрита правоъгълна конзола; в) схема на разпределение на силите при действие на хоризонтален товар

2.3.4. В съединенията на напречната греда с колоната на рамката на вратовръзката без полеви връзки по горната зона (фиг. 3, б), след заваряване на носещите вградени части и монолитни шевове, заедно с устойчивостта на натиск-напрежение, има устойчивост на въртене на напречната греда спрямо колоната, т.е. има частично прищипване на колоната в подовия диск. За спрежение фиг. 3 щипката е едностранна. Под действието на огъващ момент в посока на участъка сглобката се „отваря“ (фиг. 3, в) и опорните моменти са малки, тъй като само опорните вградени части работят за огъване, под действието на огъващ момент в другата посока монолитният шев се компресира и възниква двойка сили (фиг. 3в). Тъй като носещите вградени части са гъвкави, а монолитният бетон, като правило, има по-ниска якост от бетона на съвпадащите конструкции, монтажът има по-ниска твърдост на огъване от секциите на напречната греда.

Ориз. 4. Монтаж на рамката, свързващ напречната греда с колоната: а) с опора върху отворена конзола; б) подпирайки се на скрита конзола; в) графика на зависимостта на ъгъла на податливост на конюгацията от огъващия момент

2.3.5. В рамковите съединители (фиг. 4) горната армировка се монтира според изчислението за възприемане на общия момент на огъване от изчислените вертикални и хоризонтални натоварвания. Връзката между напречната греда и колоната се осъществява чрез заваряване на носещите вградени части, а в горната зона се заваряват стоманени плочи - наслагвания или арматурни пръти към вградените части или към изходите на армировката на колоните и напречните греди. За повечето конструкции на съединенията стойността на съпротивлението зависи от посоката на огъващия момент, надлъжните и напречните сили. 2.3.6. Съответствието на интерфейса на рамката се дължи на повишената деформируемост на носещите вградени части и заварените съединения на армировката. В допълнение, съответствието на съединяването може да бъде причинено от развитието на нееластичност и натрупването на остатъчни деформации в елементите на съединенията, което е особено очевидно при натоварвания, надвишаващи (0,3 - 0,4) M R (където M r е граничният момент Според носимоспособнострамкова връзка), както е показано на фиг. 4, c. 2.3.7. В посока по протежение на участъците от плочи, свързването на пода с колоната в повечето случаи се приема за шарнирно. Частично прищипване на колоните в пода се проявява по линията на разположение на залепените дистанционни плочи с надлъжни заварени съединения (фиг. 5, а) и когато подът е направен от оребрени плочизаварени по протежение на носещите платформи към вградените части на напречната греда (фиг. 5, б). Механизмът за възникване на съпротивление при завъртане на опорната секция на плочите спрямо напречната греда и колоната е подобен на описания в п.п. 2.3.3-2.3.4 (фиг. 3, в).

2.4. Съединение на колона с фундамент

2.4.1. Работата на съединението на колоната с основата зависи от конструкцията на основата - масивна или колонна, в сглобяема или монолитна конструкция и от деформационните свойства на основната почва. В монолитна плочави основипрепоръчва се конюгирането на твърда колона с основата под формата на твърда щипка на нивото на върха на основата [35]. 2.4.2. Работата по конюгиране на колона с колонна основа трябва да се разглежда, като се вземе предвид взаимодействието на основата с почвата. Съответствието се дължи главно на деформации на почвата под основата на основата.

2.5. Фуги на сглобяеми подови елементи

2.5.1. Подови дискове от сглобяеми стоманобетонни плочи - кухи, оребрени, масивни и др., положени върху сглобяеми напречни греди без стоманобетон, съединени с бетонови шевове (фиг. 6) или дискретни заварени съединения (фиг. 7) в тяхната равнина са гъвкава поради повишената деформируемост на фугите върху опорите и междуплочните съединения. 2.5.2. В сглобяемите тавани има следните видове фуги: - вертикални фуги на краищата на плочите през бетонови фуги с плочи или носещи конструкции (виж фиг. 5, а); - надлъжни фуги между плочи и ръбови плочи със стени (виж фиг. 5, б и 5, в); - хоризонтални връзки на плочи по носещи платформи с носещи конструкции (стени, греди или напречни греди, фиг. 5, а и 5, в).

Ориз. Фиг. 5. Възел на свързване на много кухи (а) и оребрени плочи (б) с напречна греда

2.5.3. Сътрудничество много кухи плочиснабдена е с монолитни шевове и заварени съединения (за залепени и стенни плочи). За да се увеличи адхезията на бетона на фугите с конструкциите, на страничната им повърхност се правят вдлъбнатини за образуване на дюбели (фиг. 8).

Фиг. 6. Фрагмент от сглобяемия етажен план от кухи плочи

Ориз. 7. Фрагмент от сглобяемия етажен план от 2Т плочи

Ориз. Фиг. 8. Видове странична повърхност на кухи плочи, образуващи след монолитни следните форми на междинни дюбели: а - затворена кръгла; б - трапецовидна, отворена към върха; в - плътно надлъжно

2.5.4. В надлъжните шевове се разграничават три вида дюбели: - затворени кръгли дюбели (фиг. 8, а) работят върху разрез и осигуряват съвместна работа на плочите при вертикални и хоризонтални натоварвания до етапа на разрушаване. Многократното прилагане на неравномерно вертикално натоварване до стандартната стойност практически не намалява здравината на надлъжните съединения между плочите; - дюбелите, отворени отгоре във вертикална посока (прави или трапецовидни фиг. 8, б), се включват в работата поради сцеплението на монолитния разтвор с бетона на плочите и неговото компресиране. Този тип дюбели осигуряват съвместна работа на плочите при хоризонтални натоварвания върху подовия диск. Съвместната работа на плочите до етапа на разрушаване при вертикални натоварвания се осигурява след монтажа на циментово-пясъкобетонен блок с дебелина най-малко 4 см; - плътни надлъжни ключове (фиг. 8, в) осигуряват съвместна работа на плочите при вертикални натоварвания. При хоризонтални срязващи сили здравината на връзката се осигурява само от сцеплението на бетона на фугата с плочите. 2.5.5. Взаимодействието на обикновени многокухи плочи с носещи конструкции (напречни греди, греди и носещи стени) при хоризонтални натоварвания се осигурява от силите на триене и сцеплението на подлежащия хоросанов слой по протежение на носещите платформи (фиг. 9). Крайните фуги между плочи и носещи конструкции работят само за компресия и срязване, перпендикулярно на участъка (фиг. 9).

Ориз. Фиг. 9. Схема на взаимодействие на многокуха плоча с напречна греда: τ sH - тангенциални напрежения в крайната фуга при срязване на плочата по напречната греда; τ sc - тангенциални напрежения по областта на опора на плочата върху напречната греда по време на срязване и въртене на плочата спрямо напречната греда; σ B - напрежения на натиск в крайния шев

2.5.6. Взаимодействието на оребрени плочи с напречни греди и греди при хоризонтални натоварвания се осигурява от заварени съединения на носещите вградени части (фиг. 10). Съвместната работа на плочите при вертикални натоварвания се осигурява от надлъжни бетонови съединения, които обикновено се правят с дюбели.

Ориз. Фиг. 10. Схема на взаимодействие на оребрена плоча с напречна греда: τ SH - тангенциални напрежения в крайния шев при срязване на плочата по напречната греда; Q Zi и N Zi - сили в заварената връзка на плочата с напречната греда; σ in - напрежения на натиск в крайния шев

2.6. Връзки в проходни свързващи планки

2.6.1. Плоските преходни панели се състоят от стоманобетонна многоетажна рамка, образувана от колони и напречни греди и триъгълни (полудиагонални) или петоъгълни (портални) метални връзки (фиг. 11).

Ориз. 11. Връзки панели с триъгълна (а) и портална (б) метална решетка

Свързаните конструкции се поставят от условието за осигуряване на пространствената твърдост на сградата, като се вземе предвид ограничаването на силите от температурни деформации. 2.6.2. Основите за свързани панели са направени под формата на отделни колонни основи, плътни стоманобетонна плочаили стоманобетонна рамка. Дизайнът на основата зависи от размера на решетката на колоните, величината на действащите натоварвания и характеристиките на почвата. 2.6.3. Връзките на елементите на връзките помежду си се извършват чрез заваряване на втулки, което създава прищипване на краищата на връзките. Връзките на връзките с колоните се извършват под формата на заваряване на връзки през клинове към вградени части на страничните повърхности на колоните (фиг. 12, а) или чрез втулки, заварени в Taurus към вътрешни вградени части. Връзките на връзките с основата най-често се извършват чрез вдлъбнатини, заварени в тройниците към вградените части на основата (фиг. 12, б). Тези съединения имат линейна и ъглова гъвкавост, поради повишената деформируемост на вградените части под действието на нормални и напречни сили, огъване, както и въртящи моменти в тяхната равнина.

Ориз. Фиг. 12. Изграждане на интерфейси на метални връзки с колони (а) и фундамент (б)

3. ПРАКТИЧЕСКИ МЕТОД ЗА ОЦЕНКА НА СЪОТВЕТСТВИЕТО НА СТАВИТЕ

3.1 Вертикални съединения на колоните

3.1.1. Съответствието на вертикалната фуга на колони се определя като сума от съгласуванията в фугите със същите деформационни характеристики по формулата

(1)

Където n и л i - брой и дължина на секциите на фугата с еднакви деформационни свойства по дължината; υ - коефициент на еластично-пластични деформации на бетона; Е Bi - начален модул на еластичност на бетона; А Bi и A Si - площ на бетона и надлъжна армировка; α - коефициент на редукция, равен на съотношението на модула на еластичност на армировката и бетона. Характерът на зависимостта "N - δ" за типична вертикална фуга е показан на фиг. 13. Според данните средният коефициент на линейна коравина на ставите за колони със сечение 40×40 cm е C Z = 7×10 6 kN/m.

Ориз. 13. Диаграма на компресия на вертикалното съединение на колони

3.2. Връзка на напречна греда с колона

3.2.1. В общия случай в напречното сечение на кръстовището на напречната греда с колоната действат надлъжни и напречни (по отношение на напречната греда) сили, огъване и въртящ момент (фиг. 14). В разглежданите конструкции на съединенията на напречната греда с колоната, вертикалната опорна реакция се прехвърля към конзолата, така че ефектът на напречните сили върху работата на интерфейса може да бъде пренебрегнат.

Ориз. 14. Схема на силите, действащи в кръстовището на напречната греда с колоната

3.2.2. Работата по свързване на напречната греда с колоната се разглежда за две състояния: първото - шевовете не са монолитни, което съответства на етапа на монтаж или изграждане на така наречената суха фуга (фиг. 15, а); вторият - шевовете са монолитни и бетонът на шева е включен в работата (фиг. 15, б, в). 3.2.3. При фуги, по аналогия със секции от стоманобетонни елементи, могат да възникнат три етапа на напрегнато-деформирано състояние: първият е условно еластичен; вторият е еластично-пластичен, а третият е ограничаващ по отношение на носимоспособността.

Ориз. 15. Схема за промяна на напрегнато-деформационното състояние на интерфейса на напречната греда с рамковата колона: а) етап на монтаж (суха фуга); б) монолитен възел преди образуване на пукнатини в разтегнатата зона; в) етап след образуване на нормална пукнатина в шева

3.2.4. Критерият за граничното състояние на възловата връзка на колоната с пода се препоръчва да вземе допустимия ъгъл на завъртане на опорната секция на напречната греда или подовата плоча спрямо оста на колоната, който се определя: - за първа група гранични състояния от условията за постигане на физическа или условна граница на провлачване в опъната или компресирана армировка, временна якост на натиск на бетонен шев или съединени конструкции, гранично изместване или отделяне на вградени части (фиг. 16); - за втората група гранични състояния от условията гранични отклоненияи хоризонтални движения, както и ограничаващото отваряне на пукнатината.

Ориз. 16. Схема за определяне на граничния ъгъл на завъртане на напречната греда спрямо колоната: Δs - гранични удължения за опъната армировка; Δ z - гранични деформации на срязване на вградени части

3.2.5. Коефициентът на ъглова твърдост на съединението на напречната греда (подовата плоча) с колоната C φ е равен на съотношението на момента на огъване M във възела към съответния ъгъл на въртене φ на носещата секция на напречната греда спрямо ос на колоната в възела:

3.2.6. Ъгълът на завъртане на референтния участък на напречната греда, показан на фиг. 16 ще бъдат определени

Където Δ T = ∑Δ Ti и Δ C = - ∑Δ Ci - премествания в разтегнатите и компресирани зони (взети с техните знаци); Зчервено - разстояние между линиите за измерване на преместване. 3.2.7. За разглежданите типични кръстовища на напречната греда с колоната, коефициентът на ъглова твърдост на съединението се препоръчва да се определи по формулата

(4)

Където - нараствания на преместванията от единични сили, съответно в компресираната и разтегната зони на съвместния участък; К Ni, Да се Nj - коефициенти, които отчитат ефекта на аксиалната сила на натиск (при липса на надлъжна сила те се приемат за равни на единица); з 0 - работна височина на секцията на съединението (разстояние от линията на опора на напречната греда или подовата плоча на конзолата до центъра на тежестта на опъната или компресирана армировка). 3.2.8. Коефициент на ъглова твърдост на сцеплението на напречната греда с колоната на рамката на вратовръзката (фиг. 3, а), без да се отчита компресираният бетон на шева:

(5)

Където - премествания от единични сили, съответно, на горната стоманена облицовка, носещи вградени части на конзолата на колоната и напречната греда, определени съгласно препоръките [27] или въз основа на експериментални данни; К N 1 , К n 2 - коефициенти, отчитащи влиянието на надлъжната сила

(горните знаци се приемат, когато силите от огъващия момент и надлъжната сила в долната зона съвпадат); д- ексцентриситет на надлъжната сила спрямо линията на опора на напречната греда върху конзолата. Под действието на обратния момент е необходимо да се вземе предвид възможността за загуба на стабилност на горната връзка. 3.2.9. Под действието на момента на противоположния знак в монолитни крайни шевове за възловата връзка на напречната греда с колоната на рамката на вратовръзката без горната облицовка, показана на фиг. 3, b, коефициентът на ъглова твърдост е равен на:

(6)

Където ; d , E B , ξ, ν , ω - дебелина на фугата, модул на еластичност на бетона на фугата, относителна височина на компресираната зона на бетона на фугата, коефициент на еластично-пластични деформации, коефициент на пълнота на диаграмата на компресираната зона; K NB 1 , K NB 2 - коефициенти, които отчитат влиянието на надлъжната сила

тук m е коефициент в зависимост от формата на диаграмата на напрежението в бетона на компресираната зона (3 - за триъгълна, 2 - за правоъгълна). Височината на компресираната зона се определя от равновесното състояние на участъка. 3.2.9. Коефициент на ъглова твърдост на интерфейса на рамката в етапа на монтаж, т.е. без да се отчита работата на бетонната фуга при натиск (фиг. 15, а):

(7)

Където тук f(x) и л jt е функцията на разпределение на надлъжните деформации в опънната армировка (взета под формата на диаграма на моментите върху носещата секция) и взета предвид дължината на зоната на опън на горната армировка. В участъка с отворена опънна армировка на съединението надлъжните деформации са постоянни, следователно - премествания от единични сили на опънната армировка в зоната на анкериране в бетона, определени съгласно препоръките [40] 3.2.10. Изразът за коефициента на ъглова твърдост за обратния момент ще бъде: B BSh - виж формула (6).

3.3. Интерфейси в сглобяеми подови дискове

3.3.1. Приема се, че твърдостта на огъване на бетонната междуплочава връзка е нула, тоест съединението се разглежда като цилиндрична панта. Въпреки това, силата на натиск на шева не се прилага по оста на страничната повърхност на плочите (фиг. 17) и се получава компресия извън центъра. Следователно цилиндричната панта трябва да бъде разположена по оста на действие на силата на натиск или на нивото на компресирания ръб на плочата.

Ориз. Фиг. 17. Надлъжно междуплоско съединение (а), схема на работа, когато плочите се въртят по надлъжната ос (b) и плочите се изместват (в)

3.3.2. Твърдостта на фугата между плочите при срязване е равна на съответната сила, причиняваща единични измествания:

C sh =Q jt / d. (10)

За секцията на фугата дебелина t jt височина h jt и дължина по оста на плочата л jt получаваме:

d = Q jt ν t jt /(G jt l jt h jt)

C Sh = G jt л jt h jt /(ν t jt), (11)

Където ν \u003d 1, 2 е коефициент, който отчита неравномерните напрежения на срязване върху площта на напречното сечение на елемента. Ефектът от твърдостта на срязване на съединението върху работата на фугата на плочите трябва да се вземе предвид при Csh = 300 kN/m, което е значително по-малко от действителната коравина. За фуги между типични кухи плочи стойността на коравина на срязване на 1 m от съединението е: Csh =3080·10 4 kN/m [38]. 3.3.3. Силите на опън в равнината на подовия диск на кухи плочи се възприемат в една посока от залепени междуколонни плочи, в другата - от напречни греди. 18 по формулата:

3.3.4. Твърдостта на опън в зоната на опора на залепена многокуха или масивна плоча върху напречна греда (греда) се определя от зависимостта

(13)

Ориз. 18. Изчислителна схема за определяне на твърдостта на залепена плоча при напрежение в равнината на подовия диск: 1 - плочи; 2 - напречни греди; 3 - колони; 4 - подсилващи връзки

Където N s = A s σ s е силата в свързаната армировка; N sup = A sup σ sup е tr е силата за преодоляване на триенето върху платформите, където плочите се опират върху носещите конструкции: тук A sup и σ sup са площта на опора и носещото налягане на плочата върху напречната греда; е tr е коефициентът на триене на плочата срещу носещата конструкция; - деформация на залепената армировка; Δ Z - деформации на вградената част, определени съгласно препоръките [27]. Коравината на триене на плоча с куха сърцевина се препоръчва да се определя при деформации на срязване, равни на ε sd = 100 × 10 -5. Съгласно [4, 14], стойността на податливостта на триене на многокуха плоча срещу напречна греда варира в рамките на 1/ C tr = (0,3÷6) × 10 -6 m 2 /kN. 3.3.5. При тавани от оребрени плочи, когато към тавана се приложи хоризонтално натоварване, опорната връзка възприема сила на срязване, огъване и усукване в равнината си (фиг. 19). Общите линейни премествания в интерфейса в общия случай са сумата от деформацията на бетона носеща конструкция(Δ B), вградени части на напречната греда (Δ XR) и ребра (Δ XP) на плочата, съответно, и деформации (Δ SV) на съединението по протежение на заваръчния шев

ΔXZi = ΔB + ΔXR + ΔXP + ΔXV. (четиринадесет)

3.3.6. Препоръчва се носещата повърхност на оребрена плоча да се представи с напречна греда под формата на прът, чието сечение и дължина се определят от условието за равенство на линейните и ъглови деформации. Коравината на свързващия елемент при опън-компресия в този случай ще бъде написана

Където N X е хоризонталната сила на свързване по оста X. Преместванията на вградените части се определят съгласно препоръките [27, 40]. Според експерименталните данни, твърдостта на стандартните вградени части под действието на срязващи сили варира в рамките на - (1÷12) × 10 4 kN/m.

Ориз. 19. Фрагмент от свързването на оребрена плоча с напречна греда (а) и схемата на свързване (б)

3.3.7. При монолитни фуги твърдостта на свързването на реброто на плочата с фланеца на напречната греда (виж фиг. 10) при напрежения, притискащи бетонната връзка, ще бъде:

(16)

Къде е E in, A Bred и а c - модулът на еластичност на бетона, съответно площта и дебелината на монолитния шев. Под действието на хоризонтална сила, разтягаща бетонната фуга, твърдостта на съединението се определя от зависимост (15). 3.3.8. Коравината на връзката по време на огъване на опорната връзка в нейната равнина се определя от съотношението на ефективния огъващ момент (M Z) и общите ъглови деформации в опорната зона (фиг. 19) по формулата

където Mz е въртящият момент, действащ в равнината на пода, на мястото, където плочата лежи върху напречната греда в хоризонталната равнина, когато плочата се завърта спрямо напречната греда; φ R и f P - ъгли на завъртане на вградените части на напречната греда и ръба на плочата; φ SV - ъгъл на завъртане поради деформации заварка. Например, за вградени части, показани на фиг. 20 стойността на коефициента на ъглова твърдост в началния етап варира в рамките на C φ = (2,5-6) × 10 4 kNm. С появата на нееластични деформации коефициентът на ъглова твърдост намалява повече от два пъти и диапазонът на изменение е С φ = (1.1-2) × 10 4 kNm.

Ориз. Фиг. 20. Схемата за изпитване на вградената част (а) и експерименталните зависимости на изместването на вградените части от силата на срязване (б) според данните от изпитването [11]

3.3.9. Височината и ширината на свързващия участък X и Y при фиксирана дължина L се определя от условието за равенство на линейните и ъглови деформации от системата от уравнения 3.3.11. За пръти, които възприемат сили на натиск и въртене с монолитни крайни заварки, параметрите на сечението се определят от системата от уравнения (20), като се отчита промяната в коефициента на ъглова коравина поради полученото съпротивление на въртене на крайната заварка. Ако приемем, че центърът на въртене върху опората е леко изместен, коефициентът на ъглова твърдост за монолитни шевове се определя по формулата

(20)

Където b r е ширината на ръба на плочата. Размерите на свързващия участък, като се вземат предвид изрази (19) и (20), се определят по формулите

3.3.12. В фугите на оребрените плочи една с друга чрез заваряване на облицовките към вградените части (фиг. 21, а) възникват надлъжна (по отношение на обхвата на плочата) сила и огъващ момент. Преместването на плочите в тяхната равнина една спрямо друга ще бъде сумата от деформациите на срязване на вградената част и нейното въртене

Δ ZSV = Δ ZP + φ ZSV b Z , (22)

Където Δ ZP - изместване на вградената част по ръбовете на плочата; φ ZSV - ъгълът на завъртане на вградената част; b z - разстоянието между вградените части на плочите. Замествайки стойностите на компонентите на изместването, получаваме израз за взаимното изместване на плочите във формата

където Q е силата на срязване между плочите за една вградена част; C ZP , C φ Z - коефициенти на линейна и ъглова коравина на вградената част

Ориз. Фиг. 21. Фрагмент от свързващи плочи по надлъжен шев чрез заваряване на наслагвания към вградените части (а) и проектна схема на свързване (б)

3.3.13. Коравостта на огъване на свързващите елементи между плочите се определя по схемата на пръта с еластично гъвкави щипки по формулата E, F и л- съответно модулът на еластичност, площта на напречното сечение и дължината на металната връзка. 3.4.2. Твърдостта на подпората, съвпадаща с основата или колоната през вградената част, зависи от ъгъла на наклон на силата на разкъсване и конструкцията на вградената част (виж фиг. 12, б). За портални връзки коефициентът на коравина е среден C = 1,42 × 10 6 kN/m, за триъгълна връзка - C = 1,9 × 10 6 kN/m. 3.4.3. Твърдостта на прищипване при ъглови деформации за връзки със странични плочи (виж фиг. 12, а) е значително по-висока от коравостта на огъване на връзките за колонна решетка от 6 m или повече. Въз основа на това в проектната схема на свързващия панел се препоръчва кръстовището на металната решетка със стоманобетонни колони да се приема като твърдо захванати от въртене. Коефициентът на ъглова твърдост, според експерименталните данни, в условно еластичния стадий на деформация варира в рамките на C = (0,05 ÷ 0,36) × 10 6 kNm/rad, в еластично-пластичния етап - C = (0,05 ÷ 0,08) × 10 6 kNm/rad.

4. ФОРМИРАНЕ НА ИЗЧИСЛИТЕЛНИ МОДЕЛИ НА НОСЕЩА СИСТЕМА НА РАМАТА НА СГРАДА

4.1.Общи разпоредби

4.1.1. Препоръчва се пространствената носеща система на рамката да се раздели на плоски носещи подсистеми - надлъжни и напречни рамки, усилващи диафрагми и подови дискове (фиг. 22, а) 4.1.2. Според начина на възприемане на хоризонталните натоварвания, рамките се класифицират на рамкови, свързани и комбинирани. Пространствената твърдост на рамката на рамката (фиг. 22, б) се осигурява от твърди (рамкови) връзки на колони (стълбове) и тавани. В рамката с скоби (фиг. 22, в) се предполага, че съединението на колони и подове е шарнирно, а пространствената твърдост се осигурява от вертикални опори - подкосени панели, диафрагми и усилващи сърцевини. При комбинирани рамки, в едната посока, твърдостта се осигурява от вертикални опори, в другата - чрез твърда връзка на колони с напречни греди, т.е. има както рамкови, така и шарнирни връзки на колони с тавани.

Ориз. 22. Схема на пространствена рамка (а) и плоски напречни конструктивни схеми за рамки (б) и връзки (в) рамки

4.2. Методи за отчитане на съответствието на партньорските възли

4.2.1. Изчисляването на еластични статично неопределени конструкции се извършва или по силовия метод, или по метода на преместване. За конструкции с ниска статична несигурност се препоръчва силовият метод. Методът на изместване има предимства при решаване на системи с голяма статична неопределеност, но с малък брой възлови точки. 4.2.2. При силовия метод, в общия случай, съответствието на възлите се взема предвид чрез сумиране на преместванията, причинени от деформациите на прътите и съответствието на ставите. При формиране на основната система се изхвърлят ненужните връзки в гъвкави възли, които ограничават линейните или ъглови деформации в зависимост от желания параметър. В системата от канонични уравнения, преместванията в изхвърлените връзки не са нулеви, а се приемат равни на произведението на щипковото съответствие и опорната реакция [4]. За най-простата статично неопределена конструкция, показана на фиг. 23, системата от канонични уравнения, като се вземе предвид съответствието на опорите по време на въртене, ще изглежда така:

Ориз. 23. Изчислителна схема на прът с твърд прищипани краища(а) и изчислителната схема на пръта с еластично гъвкави опори по време на въртене (б)

Тук 4.2.3. Изчисляването на конструкции с гъвкави възли по метода на изместване се извършва по същия начин, както при твърди или шарнирни възли. Съответствието на възлите и опорите се взема предвид при изчисляването поддържащи реакциинасложени връзки, които могат да се определят например от системата от уравнения (25). Таблици с формули за изчисляване на реакциите в насложени връзки от единични линейни или ъглови премествания на еластично съвместими опори са представени в [4]. 4.2.4. За да се вземе предвид съответствието на интерфейсите в схемата за проектиране на FEM, реалните шевове между сглобяемите конструкции трябва да бъдат представени под формата на гъвкави FE, чиито геометрични и твърдост параметри съответстват максимално на характеристиките на реалните шевове на различни етапи на монтаж и натоварване на носещата система на сградата (фиг. 22). Като такива елементи можете да използвате типичен прът и плосък FE, както и специални елементи, налични в приложената приложна програма. 4.2.5. Геометрични размери на к.е. Приспособленията трябва, ако е възможно, да се определят равни на размерите на реалните заваръчни шевове, а механичните характеристики трябва да се задават по такъв начин, че техните ъглови и линейни премествания от съответните единични натоварвания да са равни на съответствието на реалните заваръчни шевове. 4.2.6. За връзките на колоните помежду си дължината на елементите може да се вземе равна на конструктивната дължина на съединителите л fe = л jt конюгациите обикновено са по-гъвкави от съседните елементи, по-нататък, за по-голяма яснота, те са показани като пружини (фиг. 24, а). 4.2.7. За съединения на напречни греди с колони (фиг. 24, б), както и стоманобетонни елементи на сглобяеми диафрагми, за да се поддържа геометрията на системата, е необходимо да се въведат твърди елементи (вложки) с дължина равна на

Дължината на зоната на фугата, която има повишена деформируемост, може да бъде различна в зависимост от нейното конструктивно решение. Изчисленията показват, че дължината на крайния елемент, симулиращ податливото съединение, не трябва да бъде повече от 1/6H, където H е височината на напречното сечение на напречната греда.

Ориз. 24. Изчислителна схема на интерфейси на сглобяеми стоманобетонни елементи за изчисление по МКЕ: а) фуги на колони; б) съединяване на напречната греда с колоната

4.2.8. Характеристики на съответствие на a.e. при партньорски възли, се препоръчва да се приема от състоянието

където C φ fe и C φjt са коефициентите на коравина за заместващия краен елемент и шева (фугата на напречната греда с колоната). 4.2.8. Като се има предвид, че деформациите на срязване в прътовите елементи като цяло, и особено в късите участъци от заваръчния шев, практически не влияят на движението на конструкцията при определяне на деформационни характеристики на s.e. шевове, достатъчно е да зададете три независими количества. Това са характеристиките на стягането на ставата при действие на моменти в две равнини и при действие на нормална сила. 4.2.9. Ако като к.е. шевове се използват специални прътови елементи, след което техните деформационни характеристики се задават най-често директно като величини, характеризиращи премествания от единична сила (гъвкавост) или сили от еднократно изместване (твърдост). Когато използвате стандартна пръчка, те трябва да се вземат правоъгълно сечение. В този случай при задаване на изходните данни се използват три независими параметъра: височина (h) и ширина (b) на сечението и модулът на еластичност (E), които са достатъчни за описване на необходимите характеристики на заваръчните шевове. Тези параметри могат да бъдат определени с помощта на известните зависимости на изразяването на аксиална и огъваща коравина за правоъгълно сечение чрез линейно и ъглово съответствие, съответно, във формата 2, разглеждайки всеки възел като съвкупност от отделни елементи. В същото време се препоръчва да се приемат някои опростявания, базирани на анализа на възможното напрегнато-деформирано състояние на всяка група подобни възли и ефекта му върху работата на носещата система. 4.2.10. За кръстовища на напречни греди с колони основното влияние върху работата на носещата система на рамкова сграда се оказва от съответствието на възлите под действието на огъващи моменти в равнината на рамката. Деформируемостта на такива възли, когато върху тях действат моменти от равнината, влияе в по-малка степен върху работата на плоските рамки. Съответно изразите (28) могат да бъдат опростени. След това, при наличието на експериментални данни за стойностите на съответните съответствие, твърдостта на ставите може да се определи като за твърдо стоманобетонна секцияс дадената стойност на модула на еластичност. Това ще направи възможно описанието на c.e. се съединяват с помощта на стандартни елементи, вземат техните напречни сечения, както в напречните греди, и присвояват намалените стойности на модулите на еластичност въз основа на стойностите на съответствие на реалните фуги, когато те са огънати в съответната равнина според формула където I е инерционният момент на приетото сечение к.е. шев. 4.2.11 При възлови конюгации на сглобяеми бетонни елементи, при които деформируемостта при срязване и опън-натиск в равнината оказва най-голямо влияние върху състоянието на напрежение-деформация и устойчивостта на всяко спрежение към момента в тази равнина и извън равнината е практически близка до нула, препоръчително е да се моделира конюгирането с прът , здраво захванат в единия край с панта от другия. Стандартните софтуерни системи предоставят специални FE, които ви позволяват да задавате независимо характеристиките на коравина при опън-компресия и срязване.

4.3. Многоетажни рамки

4.3.1. Плоската конструктивна схема на многоетажни подпорни рамки е комбинирана конструкция, състояща се от рамкова част и закрепващ елемент - усилваща диафрагма (фиг. 22, в). В проектната схема съединенията на напречни греди и плочи с колони, при изчисляване на вертикално натоварване, в много дизайнерски решения се препоръчват да се приемат като шарнирни. Под действието на хоризонтално натоварване, в резултат на проектните фактори, описани в раздел 2, възниква частично задържане, което ограничава въртенето на колоните спрямо сглобяемите подови елементи в надлъжна и напречна посока. Появата на съпротивление срещу взаимното въртене на елементите в кръстовището увеличава твърдостта на надлъжната и напречната рамка, като по този начин се разтоварват връзките и диафрагмите на твърдостта. Отчитането на частичното прищипване може да се извърши чрез въвеждане на допълнителни моменти на огъване в шарнирните връзки на напречната греда с колоната, както е показано на фиг. 25, а, или чрез въвеждане в монтажа на елемент с по-ниска твърдост в сравнение с твърдостта на напречната греда (фиг. 25, б).

Ориз. 25. Схеми за проектиранерамки на рамката на вратовръзката, като се вземе предвид частичното прищипване на колоните в пода: а - въвеждането на допълнителни опорни моменти в шарнирните връзки на напречната греда с колоната; b - въведение в проектната схема на сечението на напречната греда с намалена твърдост

4.3.2. Характеристика на частичното прищипване е стойността на съответствието на конюгацията (реципрочната стойност на коефициента на ъглова твърдост). Промените в гъвкавостта на кръстовището на напречната греда с колоната на рамката на връзките поради проявата на нелинейност са незначителни и при практически изчисления е възможно да се вземе коефициентът на ъглова твърдост на константата на кръстовището. 4.3.3. Силите в елементите на рамковите клетки се променят значително поради промяната в съотношението на твърдостта на елементите на рамката в процеса на натоварване (работа). Твърдостта на интерфейса на рамката в процеса на увеличаване на огъващия момент намалява поради проявата на нееластични деформации в армировката на опън, в бетона и вградените части на компресираната зона на опорния участък (виж т. 2). В тази връзка, при изчисляване на вертикални натоварвания, трябва да се вземе предвид променливото съответствие на свързването на напречната греда с колоната. 4.3.4. Основната част от силите в интерфейса на рамката възникват от вертикални натоварвания, а в армировката на опън се допускат напрежения, съответстващи на границата на провлачване. В резултат на това се натрупват остатъчни деформации и под действието на редуващи се хоризонтални натоварвания има по-голяма деформируемост на интерфейса между напречната греда и колона в сравнение с твърдото затягане. Въз основа на това, при изчисляване на хоризонтални натоварвания, съответствието на възловите връзки на пода с колоната трябва да се определя от максималните сили от вертикални натоварвания.

4.4. Отчитане на нелинейна деформация на прътовите елементи

4.4.1. Физическата нелинейност на деформацията на прътовите елементи в методите на еластично изчисление се препоръчва да се извършва на базата на итерации с едновременна промяна в геометрията на сечението поради образуване на пукнатини и намаляване на модула на деформация на бетона и армировката в в съответствие с техните деформационни диаграми, включително низходящи участъци 4.4.2. Препоръчва се да се вземе предвид конструктивната нелинейност на деформацията на съединителите на възлите чрез монтиране на еднопосочни връзки или чрез въвеждане на различна твърдост на ставите в зависимост от посоката на деформация. 4.4.3. При изчисляване на рамки по метода на крайните елементи е препоръчително да се вземе предвид нелинейността на деформацията, като се използва променлив модул на еластичност с постоянна геометрия на сечения въз основа на диаграми, където C φ0 е началният коефициент на коравина на съединението; C φK и φ R - коефициент на твърдост на ставата и ъгъл на въртене на съединението в етапа на ограничаване на носещата способност. 4.4.5. Точното определяне на коравина на огъване на стоманобетонни прътови елементи се основава на разпределението на надлъжните деформации на елемента според хипотезата за плоски сечения и определяне на напреженията с помощта на апроксимиращи диаграми на армировка и бетон. В стоманобетонния огъващ елемент неравномерността на деформациите по протежение на елемента по време на огъване се отчита чрез коефициентите ψ S и ψ B, съответно, за армировката и бетона.

4.5. Подов диск от сглобяеми елементи

4.5.1. Схеми за изчисление на сглобяеми лъчеви дискове от подове за изчисляване на хоризонтални натоварвания, фрагменти от които са показани на фиг. 6, 7, зависят основно от такива фактори като вида на подовата плоча, конструкцията на надлъжните фуги и условията на опора [15, 16, 17, 19, 29-31] 4.5.2. Концентрацията на деформации възниква в зоните на свързване на сглобяеми конструкции, въз основа на това се препоръчва изчислителният модел на подовата клетка да бъде представен под формата (фиг. 26) на равнинни (1) и прътови (2) елементи свързани с деформируеми връзки (3). Отчитането на работата на пода от неговата равнина се извършва чрез използване на плочи и връзки като пространствени елементи в изчислителния модел. 4.5.3. Планарните елементи (1) симулират работата на плочата в хоризонталната равнина и в изчислителния модел са представени от крайни елементи от типа "плоча" или "обвивка". Твърдостта на плочата в нейната равнина е многократно по-висока от твърдостта на връзките. Основните параметри за елементите (1) са геометрията в план и определянето на намалената дебелина за отчитане на работата на плочата при огъване и усукване.

Ориз. Фиг. 26. Изчислителен модел на подовата клетка (а) и схемата на нейното формиране в нейната равнина при отсъствие (б) и наличие (в) на запълване на надлъжни шевове

4.5.4. Характеристиките на коравина на връзките (3) зависят от посоката на деформация, която може да се установи на базата на анализ на кинематичната схема на движение на сглобяемите елементи на диска. В общия случай може да има две гранични схеми: първата схема (фиг. 26, б) възниква при липса на запълване на надлъжни фуги, след това хоризонталните натоварвания водят до независимо паралелно въртене и изместване на плочите; втората схема (фиг. 26, в) - при пълни монолитни шевове клетката за припокриване или комбинираните от шева плочи се движат като една плоча. Препоръките за определяне на съответствието на връзките са дадени в глава 2. 4.5.5. Като част от подовия диск на температурния блок на сградата, условията на работа на подовата клетка ще зависят от размера на решетката от колони и нейното разположение в плана на сградата: клетка на крайния ред колони; клетка среден ред; клетка в непосредствена близост до втвърдяващата диафрагма или стълбището. Това от своя страна определя броя на насложените връзки между клетките. 4.5.6. Когато се използват твърди хомогенни плочи като проектни модели на сглобяеми подови дискове, се препоръчва да се вземе предвид съответствието на съпрузите чрез намаляване на модула на еластичност на подовия материал със стойността на коефициента K e, който се определя от израза

където е G и е P - отклонения на тавана в хоризонталната равнина според модела като масивна плоча и според модела пластина-прът, съответно.

5. ПРИМЕРИ ЗА ИЗЧИСЛВАНЕ

Този раздел предоставя примери за определяне на пластичността на фугите на типични стоманобетонни конструкции, които често се срещат в практиката на проектиране. Дадени са примери за изчисление на плоска напречна рамка от скоба и фрагмент от подов диск от кухи плочи за действие на единични хоризонтални натоварвания. Характеристиките на съответствието на вградените части са взети от експерименталните данни на NIIZhB и OAO TsNIIPromzdaniy. Пример 1. Определете линейното съответствие на вертикалната връзка на колоните, показани на фиг. 27. Изходни данни: сечение на колони 40 × 40 см; тежък бетон клас B20 с начален модул на деформация E b = 24000 MPa; надлъжна армировка, изработена от стомана от клас AIII 4 Æ 28 - A s = 24,63 cm 2, E s = 200000 MPa; коефициент v = 0,45. Коефициентът на намаляване е

Съвместното съответствие е равно на

Ориз. 27. Пример за свързване на вертикална колона

Пример 2Определете коефициента на ъглова твърдост на кръстовището на напречната греда с колоната на рамката за връзка с горната плоча, показана на фиг. 3, а. Първоначални данни: площ на напречното сечение на облицовката И N = 6 cm 2 ; модул на еластичност E n = 2,1 × 10 4 kN / cm 2, твърдост на носещата вградена част при срязване G Z = 2,5 × 10 3 kN / cm, работна височина на секцията на съединението h 0 = 27 c m. сила в напречната греда от хоризонтално натоварване от вятър N = 23 k H . Граничен момент на огъване, възприеман от секцията на съединението

M i \u003d A N R n h 0 = 6 × 21 × 27 = 3402 kNcm

Коефициент на ъглова коравина на конюгацията Влиянието на надлъжната сила върху коравината на конюгацията ще бъде определено при предположението, че силата действа на нивото на носещата вградена част (e = 0). Тогава Пример 3Определете коефициента на ъглова твърдост на монолитното съединение на напречната греда с колоната на рамката за връзка без горната плоча, показана на фиг. 3, б, под действието на обратния момент. Първоначални данни: работна височина, ширина и дебелина на секцията на фугата h 0 = 30 cm, b = 30 cm, d = 2 c m; клас B12.5 фугов бетон с модул на еластичност E B = 2100 kN / cm 2, твърдост на носещата вградена част при срязване G Z = 2,5 × 10 3 kN / cm. хипотези на равнинни сечения по израз Пример 4Определете коефициента на ъглова твърдост на интерфейса на рамката на напречната греда с колоната, показана на фиг. 4, б в начален етап и под действието на проектни натоварвания. Приема се, че обхватът на напречната греда е 6 m. Горно опънатата армировка е от 3 Æ 36 A III. Модулът на еластичност на армировката E S = 2,1 × l 0 5 M P a, A s = 30,54 cm 2. Връзката беше осъществена чрез заваряване на носещата вградена част, заваряване във вана на изходите на горната армировка и заваряване на допълнителни свързващи плочи отстрани на конзолата, изработена от листова стомана със сечение 100 × 10 mm. Твърдостта на носещата вградена част при срязване се приема за G Z = 2 × 10 5 kN/cm Нека разгледаме етапа на монтаж при липса на монолитен бетон. В съответствие с фиг. 4, б в зоната на компресия при вертикални натоварвания, съпротивлението оказва съпротивление от заварената връзка по носещата вградена част и облицовката от листова стомана, равна на коефициента на твърдост на съединението в началния етап с изчислената свободна дължина на опънната армировка л jt , S = 17 c Когато ставите са монолитни, твърдостта на компресираната зона ще се увеличи и вземането им предвид няма да повлияе значително на намаляването на коефициента на ъглова твърдост. Пример 5. Определете с колко ще се увеличат моментите на обхвата в греда с съвместимо захващане (виж фиг. 23) в сравнение с греда с неподвижно захванати опори. Изходни данни: размах на гредата l = 6 m, от бетон клас B30, Е B = 3250 kN/cm 2 ; инерционният момент на сечението на напречната греда J = 294652,7 cm 4. Приемаме коефициентите на ъглова твърдост от пример 4 С φ 0 = 4.7 × 10 7 k H cm и С φ ui = 2.9 × 10 7 kNcm Изчисляваме параметрите за системата от уравнения (25)

Огъващ момент на опората Съотношението на моментите ще бъде По този начин намаляването на опорните моменти в етапа на еластичност е само 7%. С намаляване на коефициента на ъглова коравина на ставите до стойността С M = 2,9 × 10 7 kNcm и коравина на огъване поради образуване и отваряне на пукнатини, намаляването на опорния момент може да достигне 34%. Пример 6Определете как ще се променят отклоненията на триетажна двуетажна рамка (фиг. 28, а) от хоризонтално натоварване, като се вземе предвид появата на едностранно съвместимо прищипване в местата на свързване на напречната греда с колоната. Стойността на коефициента на ъглова твърдост се приема равна на С m = 0,2 × 10 7 kN/cm. Изходни данни: колони със сечение 40 × 40 от бетон клас B20 (E B = 2700 kN / cm 2) подсилени 4 Æ 22 AIII (A s = l 5,2 cm); стандартни напречни греди с височина 45 cm от бетон клас B25 (E B = 3000 kN / cm 2), подсилени с предварително напрегната армировка 4 Æ 20 AIV (E s = 19000 kN / cm 2). Възловите интерфейси са направени съгласно фиг. 3, а. Рамката се изчислява по метода на крайните елементи с помощта на софтуерния пакет Lira Windows. Надлъжната армировка в секциите на елементите се взема предвид чрез промяна на модула на еластичност на бетона с помощта на коефициента

Модулите на еластичност на колоната и напречната греда ще бъдат E redK = 2700 × 1,14 = 3078 kN / cm 2; E redR \u003d 3000 × 1,117 = 3351 kN / cm 2. Тъй като задачата е да се определи степента на влияние на частичното притискане върху деформациите на рамката, ние изчисляваме за единични хоризонтални натоварвания. Разбиването на рамката на крайни елементи се извършва, както следва: дължината на елементите на напречната греда се приема равна на височината, т.е. l r = 45 cm; дължината на елемента, симулиращ податливото прищипване, се приема равна на л jt = 0,1 h = 4,5 cm; дължината на крайните елементи на колоната съответства на височината на пода. Намаленият модул на еластичност на интерфейсния елемент се определя по формулата (29)

Резултатите от изчисленията са представени под формата на графика на фиг. 28, б, където линия (1) съответства на отклонения за всички шарнирни връзки на напречната греда с колоната и линия (2) на отклонения, като се вземе предвид частичното едностранно прищипване на колоните в кръстовището. Намалението на отклоненията от хоризонтално натоварване е 70%. В същото време моментите на огъване в нивото на прищипване на колони в основите намаляват наполовина. Пример 7. Оценете твърдостта на подов фрагмент от типични кухи плочи в неговата равнина под действието на хоризонтално натоварване. Фрагментът от припокриването, показан на фиг. 29, а, се състои от две клетки с по пет плочи всяка. Разстоянието между колоните е 6 м. Плочите се опират върху стоманобетонни напречни греди. Клетките са обединени чрез свързващи фитинги Æ 18 A III по външните плочи с дистанционери. Плочите са изработени от бетон клас B20, характеристиките на напречните греди са взети от пример 6. Изчислението се извършва по метода на крайните елементи с помощта на софтуерния пакет Lira Windows.

Ориз. Фиг. 29. Фрагмент от сглобяем под, изработен от кухи плочи (а), изчислителен модел на пода при липса на монолитен бетон в шевовете (б) и с монолитни надлъжни шевове (в)

Необходимо е да се разгледат две схеми за работа на подов фрагмент: без да се вземат предвид надлъжните междуплочни фуги, т.е. на етапа на монтаж и като се вземат предвид монолитните шевове. Приемаме, че напречните греди на припокриващия се фрагмент по ръбовете се опират върху опори, които не са изместени в хоризонталната равнина. Хоризонтално единично натоварване действа по линията на средната напречна греда (фиг. 29, б). Изчислителният модел на подовия фрагмент за етапа на монтаж е показан на фиг. 29, б, върху която плочи моделират сглобяеми подови плочи, прътови елементи - напречни греди, гъвкави връзки - взаимодействието между плочи и напречни греди. Поради малкостта, ние пренебрегваме взаимодействието между плочите по надлъжните шевове на етапа на монтаж. За да се изключи изместването на плочите по посока на напречните прътове, въвеждаме допълнителен диагонален елемент, свързващ плочата и напречната греда в края на всяка плоча (фиг. 29, б). Твърдостта на допълнителните пръти е умишлено настроена да бъде голяма. Така гъвкавите връзки работят практически само при опън-компресия. Дължината на гъвкавите връзки се приема равна на 17 см. Съгласно данните от [2], податливостта на единица дължина по протежение на носещите платформи поради силите на триене и сцепление се приема за 1/ C f = 5,56 × 10 2 cm 2 /kN. Моделираме взаимодействието по протежение на носещите платформи под формата на 2 пръта (армировка от клас A III), чиято площ на напречното сечение, като се вземе предвид ширината на плочата 1,5 m, е равна на

За плочи и дистанционери, като се вземе предвид взаимодействието по протежение на опорните платформи в изчислителния модел, приемаме диаметъра на прътите за 2,2 см. Характеристиките на елементите на модела са представени в таблица 1.

маса 1

Име на елемента

Форма на сечение

Височина (диаметър), см

Ширина, см

Модул на управление, ×10 3 kN/cm?

Диагонална връзка на опори

Площад Телец

Комуникационна армара

Кръг кръг

Комуникация на референтни платформи

Краен шев при компресия

Надлъжен шев

Резултатите от изчислението са представени в таблица 2, където са дадени стойностите на преместванията на средната напречна греда и силите в най-разтегнатата армировка на връзките.

таблица 2

Резултатите от изчислението показват, че подовият диск има значителна деформируемост в етапа на монтаж. Състоянието на надлъжните шевове оказва най-голямо влияние върху твърдостта на диска. С висококачествените си монолитни хоризонтални премествания могат да бъдат намалени 5 пъти.

БИБЛИОГРАФИЯ

1. Александров А.В., Шапошников Н.Н. Изчислителен модел на многоетажна сграда на базата на метода на крайните елементи и някои резултати от неговото приложение. Доклад на международния симпозиум "Многоетажни сгради". - М., 1972. - С.51-58. 2. Байков В.Я., Фролов А.К. Анализ на деформируемостта на възловата връзка на напречните греди с колони. - Бетон и стоманобетон, No 2, 1978. - С.26-28. 3. Бондаренко В.М., Бондаренко С.В. Инженерни методи на нелинейната теория на стоманобетон. - М.: Стройиздат, 1982. - 287с. 4. Василков Б.С., Володин Н.М. Изчисляване на сглобяеми конструкции на сгради, като се вземе предвид гъвкавостта на връзките. М.: Стройиздат, 1985. - 144с. 5. Гранев В.В., Кодиш Е.Н., Трекин Н.Н. Пространствена работа на рамковите системи, като се вземе предвид реалната твърдост на съединителите на възлите. Доклад на 1-ва Всеруска конференция "Бетонът на границата на третото хилядолетие", книга 2. - Москва, 2001. - С.512-517. 6. Гранев В.В., Кодиш Е.Н., Трекин Н.Н. Формиране на пространствен дискретен модел на рамката на многоетажна сграда. - Пространствени структури при ново строителство и при реконструкция на сгради и конструкции. Реферати от Международния конгрес МК П К -98. - Москва, Русия, том III, 1998. - С.57. 7. Дроздов П.Ф. Проектиране и изчисляване на носещи системи на многоетажни сгради. Издание 2-ро преработено. и допълнителни - М.: Стройиздат, 1977. - 223с. 8. Диховични Ю.А., Максименко В.А. Сглобяема стоманобетонна унифицирана рамка. - М., Стройиздат, 1985.-295с. 9. Ивашенко Ю.А. Отчитане на нееластичното съответствие на възлите на рамковите системи. - В книгата: Изследвания върху бетон и стоманобетон. - Челябинск: ЧПИ, № 193, 1977. 10. Карабанов Б.В., Довгалюк В.И. Фуги на рамково-панелни конструкции на обществени сгради // Обзорн. инф. / бр. 1. - ЦНТИ, 1984. - 52 с. 11. Катин Н.И., Шитиков Б.А. Вградени части в колони за закрепване на стоманени връзки. - Известия / NIIZhB. М., 1974 г брой 1. 12. Кашчеев Г.В., Колчина О.Н. Проучване на работата на стоманобетонни подпорни рамки с подобрени видове възли. - В книгата: Строителни конструкции. Строителна физика. Проблем. 2. - М.: ЦИНИС, 1979. 13. Клевцов В.А., Коревицкая М.Г., Йозаитис И.Б., Укялис Г.С. Твърдостта на покривния диск на едноетажни промишлени сгради под въздействието на хоризонтално натоварване. Строително проектиране на промишлени предприятия. Референтна информация. Серия 3, бр. 5, 1971. 14. Кодиш Е.Н., Мамин А.Н., Трекин Н.Н. Експериментални изследвания на работата на свързаните плочи. - сб. научни трудове « Съвременни проблемии перспективи за развитие на железопътния транспорт”. - РГОТУПС, Москва, 1999 - С.56-59. 15. Кодиш Е.Н., Трекин Н.Н., Кустиков О.В. Взаимодействие на кухи подови плочи с различни форми на странични дюбели. - Съвременни проблеми на подобряването на работата на железопътния транспорт. Междууниверситетски сборник с научни трудове. - Москва, РГОТУПС, 1998. - С.77-78. 16. Кодиш Е.Н., Трекин Н.Н. Плоче-прътов модел на подовата клетка за изчисляване на хоризонтални натоварвания. - Материали от XXX Всеруска научно-техническа конференция „Актуални проблеми модерно строителство ". - Пенза, ПГАСА, 1999. - С.56-57. 17. Кодиш Е.Н., Трекин Н.Н. Сглобяеми подове от много кухи плочи. - Материали от регионалната научно-практическа конференция Трансиб-99. - Новосибирск, 1999 - S.484-487. 18. Кодиш Е.Н., Янкилевич Л.М. Изчисляване на обвързващи рамки на многоетажни сгради на етапа на монтаж. - Стоманобетонни конструкции на промишлени сгради. - М.: ЦНИИпромзданий, 1989. -С.179-191. 19. Кодиш Е.Н., Янкилевич Л.М. Работата на подовия диск в хоризонталната равнина на етапа на монтаж. Усъвършенстване на дизайнерските решения за многоетажни сгради. сб. научни трудове на Централния научноизследователски институт по промишлени сгради. - Москва, ЦНИИпромзданий, 1992. - С.4-17. 20. Лемиш Л.Л., Лагутичева Г.Д. Границите на преразпределението на силите при изчисляване на якостта на рамкови стоманобетонни рамки на многоетажни сгради. - сб. Конструкции на многоетажни промишлени сгради. - M.: TsNIIpromzdaniy, 1988. 21. Lemysh L.L., Margulis O.V. Изчисляване на рамки на рамката, като се вземе предвид физическата и геометричната нелинейност, съответствието на интерфейсните възли на сглобяемите елементи и основата. - Ефективни конструктивни решения за стоманобетонни елементи на многоетажни промишлени сгради. сб. научни трудове на Централния научноизследователски институт по промишлени сгради. - Москва, 1991. - С. 151-168. 22. Матков Н.Г. Фуги на стоманобетонни елементи на рамки на многоетажни сгради // Преглед. - М.: ВНИИПС, 1982 - 95 с. 23. Никитин И.К. Скелети на многоетажни сгради с шарнирни и твърди възли // Конструкции на многоетажни промишлени сгради. сб. научен върши работа. - М.. ЦНИИпромзданий, 1988. - С.5-15. 24. Никитин И.К. Прецизиране на статичното изчисление на стоманобетонни рамкови рамки, като се вземе предвид физическата нелинейност върху действието на експлоатационните натоварвания. - сб. Стоманобетонни конструкции на промишлени сгради. - М: ЦНИИпромзданий, 1984. 25. Никулин А.В., Ларионов С.Г. Якост и деформация на скрепената рамка на сгради от павилионен тип при хоризонтални натоварвания // Инженерни проблеми на съвременния стоманобетон: сб. научен артикули; Ивановски инженер-строител. в-т. - Иваново, 1995. - С.278-282. 26. Паншин Л.Л. Изчисляване на носещи системи на многоетажни сгради с нелинейно деформируеми връзки. - Абстрактна колекция. Междуотраслови въпроси на строителството. - CINIS Госстрой на СССР, кн. 6, 1969. - С.36-41. 27. Препоръки за проектиране на стоманени вградени части за стоманобетонни конструкции. - М.: Стройиздат, 1984 - 88с. 28. Препоръки за изчисляване на якостта и коравината на стоманобетонни рамки с нелинейни деформационни диаграми на възли и елементи за хоризонтални натоварвания. ЦНИИЕПжилища - Москва, 1976г. 29. Семченков А.С., Десятник С.И., Кутовой А.Ф. Изпитване на подови дискове от панели 2 Т. - Бетон и стоманобетон, № 2, 1985. - С.7-9. 30. Семченков А.С., Третяков Б.И., Кутовой А.Ф. и други Експлоатация на подови дискове от подови настилки с надлъжни дюбели. - Бетон и стоманобетон, № 1, 1983. - С.35-36. 31. Семченков А.С., Третяков Б.И., Кутовой А.Ф. Усъвършенстване на методите за изчисляване и проектиране на сглобяеми подове на обществени сгради. - Обща информация. - Проблем. 1. - М: 1986. - 56с. 32. Складнев Н.Н., Василиев Б.Ф., Кодиш Е.Н. Препоръки за статично изчисление на стоманобетонни конструкции на многоетажни промишлени сгради със стоманени връзки. - М: ЦНИИпромзданий, МИСИ, 1982. - 36с. 33. Складнев Н.Н., Кодиш Е.Н., Андреев В.В. Препоръки за статичен анализ на скрепени рамки на многоетажни промишлени сгради с произволни крепежни елементи (включително усилващи сърцевини). - М.: ЦНИИСК, ЦНИИпромзданий, МИСИ, 1988 - 25с. 34. Смилянски Л.М. Теренни проучвания на кръстовища на сглобяеми стоманобетонни конструкции в рамките на едноетажни промишлени сгради. - Известия на ЦНИИпромзданий, М, кн. 18, 1970. 35. Фуги на сглобяеми стоманобетонни конструкции. - сб. статии NIIZhB под общата редакция. А.П. Василиев. - Москва, Стройиздат, 1970. - 189с. 36. Трекин Н.Н. Деформации на подова клетка от кухи плочи в собствена равнина. - сб. научни трудове „Съвременни проблеми и перспективи за развитие на железопътния транспорт”. - РГОТУПС, Москва, 1999. - С.73-75. 37. Trekin N.N., Kodysh E.N., Vavilov O.V. Работата на възлови интерфейси на сглобяеми сглобяеми сгради / TsNIIPromzdaniy. - М., 2001. - 12 с.: ил. - Рус. - Деп. във ВИНИТИ. 38. Трекин Н.Н., Мамин А.Н. Оценка на влиянието на междуплочните фуги върху фуговата работа на кухи плочи. - Материали на XXX Всеруска научно-техническа конференция "Актуални проблеми на съвременното строителство". - Пенза, ПГАСА, 1999. - С. 59-60. 39. Ханджи В.В. Изчисляване на многоетажни сгради с вратовръзка. - М.: Стройиздат, 1977. - 187с. 40. Холмянски М.М. Вградени части от сглобяеми стоманобетонни елементи. М., Стройиздат, 1968. 208s. 41. Шапиро Г.А., Захаров В.Ф. Относно влиянието на съответствието на рамковите елементи върху работата на стоманобетонни рамки при високи хоризонтални натоварвания. - сб. Работата на конструкции на жилищни сгради от едрогабаритни елементи. - Москва, C, бр. 4, 1979. - С.4-26.