• часть 1
• часть 2
• часть 3
• часть 4
• часть 5
• часть 6
• часть 7

2.40. Для выявления необходимости расчетного армирования подколонника в зоне прямоугольного сечения первоначально производится проверка его прочности как внецентренно сжатого бетонного сечения согласно п. 3.5 СНиП 2.03.01-84.

Размеры сжатой зоны и ее площадь А_b для бетонных неармированных подколонников рекомендуется определять по формулам, приведенным в прил. 4 для четырех форм сжатой зоны в зависимости от величины эксцентриситетов.

Для форм сжатой зоны 1, 3 и 4 определяются размеры, площадь сечения сжатой зоны А_b и проверяется прочность бетона из условия N £ R_b А_b .

Для 2-й формы сжатия определяются размеры х и y и положение центра тяжести сжатой зоны с_х и с _y . Бетонное сечение удовлетворяет услиям прочности при выполнении условий: с_x > е_x , с _y > e _y .

При расчете бетонных подколонников по прочности расчетные сопротивления бетона следует принимать с необходимыми коэффициентами условий работы согласно табл. 15 СНиП 2.03.01-84 (для бетонных конструкций g _b9 = 0,9; при бетонировании подколонников в вертикальном положении при высоте слоя бетонирования более 1,5 м g _b3 = 0,85).

При выполнении бетонных подколонников должны быть выполнены конструктивные требования п. 4.23.

2.41. Проверка прочности прямоугольного железобетонного сечения 1-1 (см. черт. 20) при действии момента в одной плоскости производится по формулам (36)-(39) СНиП 2.03.01-84.

При расчете прочности прямоугольных сечений железобетонных подколонников сжатую арматуру рекомендуется не учитывать. В этом случае армирование подколонника выполняется в соответствии с п. 4.21.

Продольная арматура железобетонных подколонников должна быть подобрана с учетом требований по ширине раскрытия трещин (см. разд. 2).

2.42. Расчет коробчатых сечений 2-2 (см. черт. 20) производится как внецентренно сжатых железобетонных сечений на усилия, указанные в п. 2.35 без учета величин h , е_а .

Для коробчатых сечений стаканной части подколонника продольную арматуру допускается определять на действие условных изгибающих моментов М_k , М'_k без учета нормальной силы, раздельно для каждого направления изгиба.

Изгибающие моменты М_k , М'_k определяют от действующих сил относительно точек k, k' (черт. 21) поворота колонны. Моменты в плоскости х принимают равными:

при е_х ³ l_c / 2 M_kx = 0,8 (M_x + Q_x d_p - 0,5 N l_c ) ; (58)

при l_c / 2 > e_x > l_c / 6 M_kx ¢ = 0,3 M_x + Q_x d_p . (59)

Аналогично вычисляют изгибающие моменты М _ky , М _ky ¢ с заменой M_x , Q_x , l_c соответственно на M _y , Q_y , b_c .

Черт. 21. Расчетная схема стаканной части подколонника
1 - горизонтальные сетки

2.43. При расчете железобетонных подколонников расчетные сопротивления бетона следует принимать с необходимыми коэффициентами условий работы ( g _b2 = 1,1 или g _b2 = 0,9) в зависимости от характера учитываемых нагрузок (см. табл. 15 СНиП 2.03.01-84).

2.44. Поперечная арматура стаканной части подколонника, выполняемая в виде горизонтальных сварных сеток, определяется в сечении 1-1 (см. черт. 21) по расчету на условные изгибающие моменты М_k , М'_k , определяемые по формулам (58) и (59).

Площадь поперечной арматуры сеток (суммарная площадь стержней в одном направлении) определяется из уравнений:

, (60)

где А_si - площадь сечения всех стержней арматуры в одном направлении на i-м уровне;

z_i - привязка сеток поперечной арматуры к торцу колонны.

2.45. При одинаковых диаметрах стержней арматуры сеток и одинаковой марке стали площадь сечения рабочей арматуры сварной сетки равна:

при е ³ l_c / 2 A_sx = M_kx / R_s ; (61)

при l_c / 2 > c > l_c / 6 A_sx = M ¢ _kx / R_s . (62)

Аналогично определяется арматура А _sy от изгибающих моментов М _ky , М _ky ¢ .

2.46. В случае действия продольной силы в пределах ядра сечения (е £ l_c / 6, e £ b_c / 6 ) поперечное армирование подколонника назначается конструктивно.

РАСЧЕТ ПОДКОЛОННИКА НА МЕСТНОЕ СЖАТИЕ

2.47. Расчет подколонника на местное сжатие (смятие) под торцом колонны (или ветви двухветвевой колонны) выполняется в соответствии с пп. 3.39, 3.41 СНиП 2.03.01-84.

2.48. При расчете на местное сжатие дна стакана подколонника без поперечного (косвенного) армирования должно удовлетворяться условие

N_c £ y _loc R_b,loc A_{loc 1} , (63)

где N_c - расчетная продольная сила в уровне торца колонны или ветви двухветвевой колонны, определяемая по п. 2.20;

y _loc - коэффициент, равный при e₀ £ l_c / 6 (b_c / 6) - 1,0, при e₀ > l_c / 6 (b_c / 6) - 0,75 ;

R_b,loc - расчетное сопротивление бетона смятию, определяемое по формуле

R_b,loc = j _loc R_b , (64)

где j _loc = , но не более 2,5 , (65)

здесь R_b - призменная прочность бетона подколонника, принимаемая как для бетонных конструкций с учетом необходимых коэффициентов условий работы g _b3 , g _b9 по табл. 15 СНиП 2.03.01-84;

А_loc2 - площадь поперечного сечения подколонника;

А_loc1 - площадь торца колонны или ветви двухветвевой колонны.

2.49. При невыполнении условия (63) ниже дна стакана должны быть установлены сетки косвенного армирования, сечение арматуры которых и шаг стержней определяются по п. 2.50.

2.50. Несущая способность сечения при наличии сеток косвенного армирования определяется из условия

N_c £ R_b,red A_loc1 , (66)

где N_c , A_loc1 - см. п. 2.48;

R_b,red - приведенная призменная прочность бетона при работе на местное сжатие, определяемая по формуле

R_b,red = R_b j _loc,b + j m _xy R_s,xy j _loc,s , (67)

где j _loc,b = , но не более 3,5 ;

R_s,xy - расчетное сопротивление арматуры сеток.

j _loc,s = 4,5 - 3,5 А_loc1 / A_lf ; (68)

m _xy = (n_x A_sx l_x + n_y A_sy l_y ) / A_lf S , (69)

где А_lf - площадь сечения бетона внутри контура сеток;

n_x , A_sx , l_x - соответственно число стержней, площадь поперечного сечения и длина стержня в одном направлении (считая в осях крайних стержней);

n_y , A _sy , l_y - то же в другом направлении;

S - расстояние между сетками.

j = 1 / (0,23 + y ) , (70)

где y = m _xy R_s,xy / (R_b + 10) ; (71)

2.51. Минимальное число сеток принимается равным 2 (см. п. 4.28). При этом выполняется проверка на местное сжатие бетона в уровне нижней сетки но условию (63). Площадь смятия А_loc1 в формуле (63) определяют как

А_loc1 = (b_p + 2z) (l_p + 2z) , (72)

где z — расстояние от дна стакана до нижней сетки.

При невыполнении условия прочности (63) следует увеличить число сеток до трех или четырех с соответствующей проверкой.

РАСЧЕТ ФУНДАМЕНТОВ ПО ОБРАЗОВАНИЮ
И РАСКРЫТИЮ ТРЕЩИН

2.52. Расчет по образованию и раскрытию трещин плитной части фундамента и подколонника производится в соответствии со СНиП 2.03.01-84.

Для коробчатого сечения подколонника 2-2 (по черт. 20), а также для прямоугольного сечения 1-1 в подколонниках, процент армирования которых по одной стороне не превышает 0,008, или растягивающие напряжения s по наименее сжатой грани не превышают 2R_bt,ser , расчет по образованию и раскрытию трещин не производится.

Величина растягивающего напряжения определяется по формуле

s = N / A_red - (M + Qh_cf ) / 1,75 W_red . (73)

2.53. Расчет по образованию и раскрытию трещин плитной части фундамента производится для сечения, в котором требуется максимальное количество арматуры из расчета по прочности.

2.54. Проверка ширины раскрытия трещин не требуется, если от действия постоянных, длительных и кратковременных нагрузок, вводимых в расчет с коэффициентом надежности по нагрузке g _f = 1, трещины не образуются. Расчет по образованию трещин, нормальных к продольной оси элемента, выполняется в соответствии с пп. 4.5—4.7 СНиП 2.03.01-84.

2.55. Определение ширины a_crс раскрытия трещин, нормальных к продольной оси элементов фундамента, производится в соответствии с указаниями пп. 4.14—4.16 СНиП 2.03.01-84 и рекомендациями пп. 2.56-2.60 настоящего Пособия.

2.56. Проверка ширины раскрытия трещин для изгибаемой плитной части и внецентренно сжатого подколонника при однорядном армировании не производится в следующих случаях:

если коэффициент армирования сечения m , равный отношению площади сечения арматуры А_sl или A_sb к площади соответствующего сечения бетона при рабочей высоте h₀ , дня арматуры классов A-II и A-III более 0,02;

если при любом коэффициенте армирования сечения диаметр арматуры класса A-II не превышает 22 мм.

2.57. Расчет ширины раскрытия трещин, нормальных к продольной оси элемента, производится только один раз:

если M_r1 / M_r2 ³ , то проверяется продолжительное раскрытие трещин от длительного действия постоянных и длительных нагрузок;

если M_r1 / M_r2 < , , то проверяется непродолжительное раскрытие трещин от действия полной нагрузки,

здесь М_r1  — изгибающий момент М_r от постоянных и длительных нагрузок;

M_r2  — суммарный момент М_r от полной нагрузки, включающей и кратковременные нагрузки.

2.58. Ширина раскрытия трещин а_crc , мм, определяется по формуле

a_crc = j _l h s _s 20 (3,5 - 100 m ) /E_s , (74)

где j _l - коэффициент, принимаемый равным: при учете кратковременных нагрузок и непродолжительного действия постоянных и длительных нагрузок - 1, при учете продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок для фундаментов, расположенных выше уровня грунтовых вод, и при переменном уровне грунтовых вод

j _l = 1,6 - 15 m ; (75)

для фундаментов, расположенных ниже уровня грунтовых вод, - 1,2;

h - коэффициент, принимаемый равным 1 при стержневой арматуре периодического профиля, при гладкой - 1,3;

m - коэффициент армирования сечения, принимаемый равным отношению площади сечения арматуры к площади сечения бетона (при рабочей высоте h₀ и без учета сжатых свесов полок), но не более 0,02;

d - диаметр арматуры, в мм, принимаемый при различных диаметрах стержней из условия

d = (n₁ d₁ ² + n₂ d₂ ² + n₃ d₃ ² ) / (n₁ d₁ + n₂ d₂ + n₃ d₃ ) . (76)

Для слабоармированных элементов при m £ 0,008 и M_r2 < М₀ ширину раскрытия трещин от непродолжительного действия всех нагрузок допускается определять линейной интерполяцией между значением а_crc = 0 при моментах:

M_crc = R_bt,ser W_pl ; (77)

и значением a_crc , вычисленным по формуле (74), при моменте

где М₀ = M_crc + y b h² R_bt,ser (78)

y = 15 m a / h , но не более 0,6; (79)

b, h - ширина и высота сечения сжатой грани.

В формуле (79) m , h - обозначения те же, что в формуле (74).

При этом ширина продолжительного раскрытия трещин от действия постоянных и длительных нагрузок определяется умножением a_crc от действия всех нагрузок на отношение

j _l1 M_r1 / M_r2 , (80)

где j _l1 = 1,8 j _l M_crc / M_r2 , но не менее j _l .

Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего растянутого волокна W _pl рекомендуется определять по формулам:

при расчете подколонников и плитной части фундамента (нижняя ступень) прямоугольного сечения

W_pl = (0,292 + 1,5 A_s a / bh + 0,15 A ¢ _s a / bh) bh² ; (81)

при расчете плитной части ступенчатого фундамента таврового сечения

W_pl = 2 (I_b,0 + a I_s,0 ) / (h - x) + S_bt , (82)

где I_b,0 , I_s,0  — моменты инерции соответственно площади сечения сжатой зоны бетона и растянутой арматуры относительно нулевой линии.

2.59. Величину s _s допускается определять упрощенным способом по формуле

s _s = R_s M / M_pr , (83)

где М _pr  — предельный момент по прочности, равный

M_pr = M_cal A_sf / A_st ,

где M_cal  — момент от действия полной нагрузки с коэффициентом надежности по нагрузке g _f > 1;

A_sf  — фактическая площадь принятой арматуры;

А_st  — площадь арматуры, требуемая по расчету прочности.

2.60. Ширина непродолжительного раскрытия трещин от действия полной нагрузки определяется как сумма ширины раскрытия от длительного действия постоянных и длительных нагрузок и приращения ширины раскрытия от действия кратковременных нагрузок, определяемого при коэффициенте j _l = 1 по формуле

a_crc = a_crc1 - a_crc2 + a_crc3 , (84)

где a_crc1 - ширина раскрытия трещин от кратковременного действия полной нагрузки;

a_crc2 - начальная ширина раскрытия трещин от постоянных и длительных нагрузок (при их кратковременном действии);

a_crc3 - ширина продолжительного раскрытия трещин от действия постоянных и длительных нагрузок.

2.61. Для фундаментов, находящихся в неагрессивной среде, при расположении элемента выше или ниже расчетного уровня грунтовых вод ширина непродолжительного раскрытия трещин а_crc должна быть не более 0,4 мм, продолжительного - не более 0,3 мм. При расположении элемента в грунте при переменном уровне грунтовых вод ширина непродолжительного раскрытия трещин а_crc должна быть не более 0,3 мм, продолжительного - не более 0,2 мм.

2.62. При наличии агрессивной среды предельно допустимая ширина раскрытия трещин принимается по СНиП 2.03.11-85.

3. РАСЧЕТ ОТДЕЛЬНО СТОЯЩИХ ФУНДАМЕНТОВ
ПОД СТАЛЬНЫЕ КОЛОННЫ

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

3.1. Основные размеры плитной части фундамента и подколонника по прочности и раскрытию трещин определяют так же, как и для фундаментов под железобетонные колонны (см. разд. 2).

3.2. Отметка верха подколонника и размеры его в плане определяются в зависимости от размеров и принятого способа опирания башмака и метода монтажа стальных колонн (см. п. 3.14).

Минимальные размеры подколонников стальных колонн определяются расположением анкерных болтов для крепления колонн, расстоянием от оси болта до края фундамента (см. табл. 1 и п. 3.13) и размерами опорных плит башмаков.

ФУНДАМЕНТНЫЕ БОЛТЫ. КОНСТРУКТИВНЫЕ УКАЗАНИЯ

3.3. Фундаментные болты для крепления строительных конструкций должны проектироваться в соответствии со СНиП 2.09.03-85.

Конструкции болтов должны выполняться в соответствии с ГОСТ 24379.0-80 и ГОСТ 24379.1-80.

3.4. По конструктивному решению болты могут быть с отгибом, с анкерной плитой, прямые и конические (табл. 1).

Таблица 1

3.5. По способу установки болты подразделяются на устанавливаемые до бетонирования фундаментов, в которые они заделываются (с отгибом и с анкерной плитой), и устанавливаемые на готовые фундаменты в колодцы или скважины (прямые, изогнутые и конические).

3.6. По условиям эксплуатации болты подразделяются на расчетные и конструктивные:

к расчетным относятся болты, воспринимающие нагрузки, возникающие при эксплуатации строительных конструкций;

к конструктивным относятся болты, предусматриваемые для крепления строительных конструкций, устойчивость которых против опрокидывания или сдвига обеспечивается собственным весом конструкции.

3.7. Болты с отгибом и анкерной плитой могут применяться для крепления строительных конструкций без ограничений.

Болты, устанавливаемые в скважины, не следует применять для крепления несущих колонн зданий и сооружений, оборудованных мостовыми кранами, а также для высотных зданий и сооружений, ветровая нагрузка для которых является основной.

3.8. Марку сталей расчетных болтов, эксплуатируемых при расчетной зимней температуре наружного воздуха до минус 65^о С включ., следует назначать согласно табл. 2.

Таблица 2

П р и м е ч а н и е. Болты допускается изготавливать из других марок стали, механические свойства которых не ниже свойств марок сталей, указанных в таблице.

3.9. Для болтов диаметром 56 мм и более при расчетной зимней температуре минус 40 ^о С и выше допускается применять низколегированную сталь марок 09Г2С-2 и 10Г2С1-2 (ГОСТ 19281-73).

3.10. При расчетной зимней температуре наружного воздуха до минус 65 °С низколегированные стали марок 09Г2С-8 и 10Г2С1-8 должны иметь ударную вязкость не ниже 30 Дж/см² (3 кгс • м/см² ) при температуре испытания минус 60 ^о С.

3.11. Конструктивные болты во всех случаях (при расчетной зимней температуре до минус 65 °С) допускается изготавливать из стали марки Вст3кп2 по ГОСТ 380-71.

3.12. Минимальную глубину заделки болтов в бетон Н для бетона класса В 12,5 и стали марки Вст3кп2 следует принимать по табл. 1.

Для других марок сталей болтов или классов бетона глубину заделки болтов Н ¢ следует определять по формуле

Н ¢ ³ Н m₁ m₂ , (85)

где m₁ - отношение расчетного сопротивления растяжению бетона класса В 12,5 к расчетному сопротивлению бетона принятого класса;

m₂ - отношение расчетного сопротивления растяжению металла болтов принятой марки стали к расчетному сопротивлению стали марки Вст3кп2.

Для болтов диаметром 24 мм и более, устанавливаемых в скважинах готовых фундаментов, коэффициент m₁ следует принимать равным 1.

3.13. Для конструктивных болтов с отгибами глубину заделки в бетон допускается принимать равной 15 d, для болтов с анкерными плитами — 10 d, для болтов, устанавливаемых в скважины, - 5 d.

Минимальные допускаемые расстояния между осями болтов С и от оси крайних болтов до граней фундамента l приведены в табл. 1.

Расстояния между болтами, а также от оси болтов до грани фундамента допускается уменьшать на 2d при соответствующем увеличении глубины заделки на 5 d.

Кроме того, расстояние от оси болта до грани фундамента допускается уменьшать на один диаметр при наличии армирования вертикальной грани фундамента в месте установки болта.

Во всех случаях расстояние от оси болта до грани фундамента должно быть не свыше, мм:

100 для болтов диаметром до 30 мм включ.

150 « « 48 «

200 « « св. 48 «

3.14. В зависимости от способа монтажа стальных колонн определяются отметка верха фундамента и дополнительные требования при его возведении.

При безвыверочном монтаже стальных колонн, имеющих фрезерованный торец и строганую плиту башмака, требуется устройство подливки под плитой башмака толщиной 50-70 мм, что и определяет отметку верха фундамента.

При монтаже стальных колонн с башмаком в виде плиты, приваренной к стержню колонны, выполняется выверка колонны, для этого анкерные болты должны иметь дополнительные гайки и шайбы, располагаемые под опорной плитой башмака, на которые устанавливается колонна во время монтажа.

При таком способе монтажа стальных колонн требуется устройство подливки под плитой башмака толщиной 100—150 мм; анкерные болты при этом снабжены гайками и шайбами, расположенными выше и ниже плиты башмака.

Монтаж стальных колонн с облегченной выверкой обеспечивает точность установки колонн при уменьшении сложности их изготовления.

3.15. Установка анкерных болтов при возведении фундаментов требует наличия специальных кондукторов.

Рекомендуется анкерные болты выполнять объединенными в жесткие блоки, установка которых строго фиксируется при бетонировании фундаментов.

РАСЧЕТ АНКЕРНЫХ БОЛТОВ

3.16. Расчетные сопротивления металла болтов растяжению R_ba следует принимать по табл. 60 прил. 2 СНиП II-23-81.

3.17. Диаметры, площади сечения болтов по резьбе и расчетные сопротивления разрыву следует принимать по табл. 3.

Таблица 3

П р и м е ч а н и е. Расчетные площади определены по СТ СЭВ 182-75.

3.18. Площадь поперечного сечения болтов по резьбе А_sa следует определять по формуле

, (86)

где Р - расчетная нагрузка, действующая на болт;

R_ba - расчетное сопротивление материала болта.

3.19. Для сквозных стальных колонн, имеющих раздельные базы (черт. 22), величина расчетной нагрузки Р, приходящаяся на один болт, определяется по формуле

P = (0,5 N - M/h) / n , (87)

где N, М - соответственно продольная сила и изгибающий момент в сквозной колонне;

h - расстояние между осями ветвей сквозной стальной колонны;

n - число болтов крепления ветви.

Черт. 22. Схема сквозной стальной колонны

1 - анкерный болт

3.20. Для баз стальных колонн сплошного типа (черт. 23) величина расчетной нагрузки, приходящаяся на растянутые болты, определяется в соответствии с указаниями п. 3.20, с формулами (38), (39) СНиП 2.03.01-84 для внецентренно сжатых железобетонных элементов прямоугольного сечения.

Черт. 23. Расчетная схема для определения усилий в анкерных болтах стальной колонны сплошного тина

1 - анкерный болт

Расчетное усилие Р в анкерном болте рекомендуется определять по формуле

P = (R_b b_b x - N) / n , (88)

где R_b - расчетное сопротивление бетона осевому сжатию с учетом коэффициентов g _b2 , g _b3 , g _b9 ;

b_b - ширина опорной плиты базы колонны;

N - продольная сила в колонне;

n - число растянутых болтов, расположенных с одной стороны базы колонны;

х - высота сжатой зоны бетона под опорной плитой базы колонны, определяемая по формуле

х = 0,5 (l_a + l_b ) - , (89)

где l_a - расстояние между анкерами (см. черт. 23);

l_b , b_b - соответственно длина и ширина опорной плиты;

- эксцентриситет продольной силы.

Высота сжатой зоны х ограничивается условием

х / l_a £ x _R , (90)

где x _R = (0,85 - 0,008R_b )/ { 1 + R_ba [1 - (0,85 - 0,008R_b )/1,1]/400 } . (91)

При расчете коэффициента условий работы g _b2 < 1 в формуле (91) вместо 400 подставляется 500 МПа.

3.21. Все болты должны быть затянуты на величину предварительной затяжки V, которую необходимо принимать равной V = 0,75 Р.

3.22. Болты следует затягивать, как правило, с контролем величины крутящего момента М, значение которого следует определять по формуле

M = V x , (92)

где V - усилие затяжки, определяемое по п. 3.21;

x - коэффициент, учитывающий геометрические размеры резьбы, трение на торце гайки и в резьбе, принимается по прил. 6.

3.23. Сдвигающую силу от стальной колонны на фундамент допускается передавать через силу трения, возникающую под опорной плитой базы колонны от действия сжимающей продольной силы с учетом усилий затяжки болтов.

Для сквозных стальных колонн, имеющих раздельные базы под ветви колонны, сдвигающая сила Q, действующая в плоскости изгибающего момента, воспринимается силой трения под сжатой ветвью колонны и определяется по формуле

Q £ f (0,5 N + M / h) , (93)

где f - коэффициент трения, равный 0,25.

Для стальных колонн сплошного типа, а также для сквозных колонн при действии сдвигающей силы из плоскости изгибающего момента, сдвигающая сила воспринимается трением от силы затяжки болтов и определяется по формуле

Q £ f (0,25 n A_sa R_ba + N) , (94)

где n — число болтов крепления сжатой ветви для сквозной колонны или (для колонны сплошного типа) число сжатых болтов, расположенных с одной стороны базы колонны;

N — минимальная продольная сжимающая сила, соответствующая нагрузкам, по которым определяется сдвигающая сила.

Если условия (91) и (92) не удовлетворяются, требуется предусмотреть передачу сдвигающей силы от стальной колонны на фундамент с помощью упорных элементов, заделанных и тело фундамента.

СБОРНО-МОНОЛИТНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
СТАЛЬНЫХ КОЛОНН

3.24. Сборно-монолитные фундаменты, рекомендуемые для применения в строительстве, показаны на черт. 4, 5 (см. п. 1.4).

Эти фундаменты могут быть использованы под стальные колонны прокатных цехов.

3.25. Особенностью рамных двухветвевых подколонников (см. черт. 4) является способ сопряжения стоек с оголовком.

Для зданий без подвала рамные двухветвевые подколонники рекомендуется выполнять с жестким сопряжением стоек с оголовком. В зданиях с подвалом (при увеличенном разносе стоек подколонника для опирания на них конструкций подвала без консолей, см. черт. 4, б) оголовок подколонника не полностью опирается на стойки подколонника, образуя с ними условное шарнирное соединение, и включается в работу на поперечную силу и изгиб.

Расчет рамного двухветвевого подколонника дан в примере 3.

3.26. Особенностями сборно-монолитных фундаментов, состоящих из монолитной плитной части, сборных вертикальных плит, устанавливаемых по коротким, наиболее нагруженным сторонам фундамента, и бетонного заполнения между плитами (см. черт. 5), являются:

применение сборных плит, включающих всю вертикальную арматуру подколонника и являющихся элементами несъемной опалубки и опорами кондукторов для установки анкерных болтов;

обеспечение совместной работы сборного и монолитного бетонов.

3.27. Сборные элементы подколонника могут выполняться в виде плоских или ребристых плит, устанавливаемых в стаканы плитной части фундамента.

При необходимости армирования всех граней подколонника арматурные сетки устанавливаются в монолитном бетоне.

3.28. Совместная работа сборных элементов с монолитным бетоном подколонника обеспечивается петлевыми арматурными выпусками, шероховатостью поверхности, поперечными и продольными ребрами (при наличии) .

Для связи плоских сборных элементов с плитной частью фундамента в сборных элементах в пределах стакана предусматриваются шпонки (черт. 24).

Черт. 24. Сопряжение сборных элементов с монолитной частью
сборно-монолитного фундамента

3.29. Расчет сборно-монолитных подколонников на эксплуатационные нагрузки рекомендуется производить как для внецентренно сжатых бетонных или железобетонных элементов без учета сжатой арматуры.

Проверка прочности внецентренно сжатого бетонного подколонника, когда растянутая арматура для расчета не требуется, выполняется из условия

N £ b R_bm (x + D R_b t / R_bm ) , (95)

где t — толщина сборной плиты;

D R_b = R_b - R_bm ,

здесь R_b , R_bm - расчетные сопротивления бетона соответственно сборной и монолитной частям сечения.

Высота сжатой зоны определяется по формуле

x = x_e + , (96)

где x_e = 0,5 l_cf - e ³ 0,05 l_cf .

Если x_e < 0,5 t , то х = 2х_е .

Площадь сечения необходимой растянутой арматуры во внецентренно сжатом железобетонном подколоннике А_s определяется по формуле

N + R_s A_s = R_bm b_cf x + D R_b b_cf l_cf , (97)

откуда

A_s = (R_bm b_cf x + D R_b b_cf l_cf - N) / R_s . (98)

Высота сжатой зоны определяется по формуле

x = l_0,cf - , (99)

где l_0,cf = l_cf - 0,5t ; e_a = e + 0,5 (l_cf - t) .

Если x < t, то x = l_0,cf - . (100)

3.30. Сборные элементы, кроме того, необходимо рассчитывать на монтажные нагрузки, а также на случай транспортировки.

3.31. Для обеспечения совместной работы сборных плит с монолитным бетоном количество поперечной арматуры (выпусков) необходимо назначать из условия

A_sw ³ g _c b S R_bt / R_sw , (101)

где A_w - площадь сечения одного ряда арматурных выпусков (петель или стержней) в горизонтальной плоскости;

g _c - коэффициент условия работы, принимается равным 0,35 для необработанной (незаглаженной) поверхности и 0,3 - для поверхности, специально обработанной щетками, с втопленным щебнем, имеющей насечки или шпонки. Для поверхности сборных плит, формуемых на металлическом поддоне, g _c = 0,6, на деревянном поддоне g _c = 0,45;

b - ширина сборной плиты;

S - расстояние между рядами выпусков но высоте, принимается не более 8t ;

R_bt - расчетное сопротивление монолитного бетона растяжению;

R_sw - расчетное сопротивление металла выпусков растяжению принимается равным 147 МПа (1500 кгс/см² ) для арматуры класса А-I и 176 МПа (1800 кгс/см² ) для арматуры класса А-II.

Минимальный процент поперечного армирования (число выпусков) должен быть равен 0,15, т.е.

m = A_sw × 100 / bS = 0,15 % . (102)

В верхней части сборных плит необходимо предусматривать не менее двух рядов стержневых или одни ряд петлевых выпусков, объединенных горизонтальными сетками (не менее двух) косвенного армирования, размещенными в монолитном бетоне.

3.32. Глубина заделки d _с сборных элементов в стаканы монолитной плитной части фундамента определяется по конструктивным соображениям исходя из выполнения длины анкеровки растянутых стержней арматуры (см. п. 4.10), а также из условий сцепления бетона замоноличивания с бетоном стенок стакана и с бетоном сборных плит с учетом шпонок в плитах:

N_p = 2d_p (b_p + l_p ) R_an ¢ ; (103)

N_p = 2d_c (t + b_cf ) R_an ¢¢ + T . (104)

В формулах (103) и (104):

d_p , b_p , l_p - соответственно глубина, ширина и длина стакана;

R_an ' = 0,18 R_bt ; (105)

R_an ¢¢ = 0,2 R_bt , (106)

• часть 1
• часть 2
• часть 3
• часть 4
• часть 5
• часть 6
• часть 7