4.6. Štruktúry prvkov rámu

Stĺpce. Stĺpy viacposchodovej rámovej konštrukcie sú hlavnými konštrukčnými prvkami rámu. Vnímajú a prenášajú do základu najmä zvislé zaťaženie, ale podieľajú sa aj na vnímaní momentov od zaťaženia vetrom. V rámci podlahy časť stĺpika pracuje v tlaku, niekedy s ohybom v jednej alebo dvoch rovinách. V porovnaní s pozdĺžnou silou je príspevok ohybových momentov k napätosti stĺpa zvyčajne malý, preto sa najčastejšie počíta na stredový tlak. Keďže kolóny

Ryža. 4.20. Typy sekcií stĺpcov viacposchodové budovy:
ale- dvojité tričko; b- zatvorené; v- kríž; G- duté valcovanie; d- cez

môže stratiť stabilitu v dvoch smeroch, potom sa počíta smer s menšou tuhosťou a preto sú pre stĺpy výhodnejšie prierezy, ktorých momenty zotrvačnosti sú okolo oboch osí rovnaké. Profily s výraznými rozdielmi momentov zotrvačnosti je možné použiť len vtedy, keď je ich stabilita v rovine menšej tuhosti zabezpečená zovretím v úrovni podlahy alebo dodatočným upevnením po výške. Použité typy rezov stĺpov sú znázornené na obr. 4.20.

I-lúčové profily(Obr. 4.20, ale) je najbežnejší prierezový tvar stĺpov vo viacpodlažných budovách. Je to obzvlášť výhodné, keď je potrebné pripevniť podlahové nosníky k stĺpom v dvoch smeroch, pretože všetky prvky nosníka I sú k dispozícii na usporiadanie podporných uzlov. V závislosti od pôsobiacich síl sa používajú ako valivé I-nosníky s rovnobežnými hranami modifikačných políc TO(stĺp), a zvárané I-nosníky z oceľového plechu do hrúbky 60 mm. Použitie I-nosníkových stĺpov umožňuje využiť ich vnútorný priestor na inžinierske komunikácie (obr. 4.21).

Obdĺžnikové boxové časti(Obr. 4.20, b) sa používajú pre veľké pozdĺžne sily a ohyb v oboch smeroch alebo pre veľkú voľnú dĺžku stĺpa s obmedzeným prierezom. Plochu prierezu v týchto profiloch je možné upraviť zmenou hrúbky plechu. Vzhľadom na rovnomerné vonkajšie roviny je možné použiť takéto stĺpy bez opláštenia. o ťažké bremená niekedy je racionálne použiť pevný štvorec

Ryža. 4.21. Príklady umiestnenia inžinierskych sietí v rozmeroch sekcie stĺpov:
a, b- I-sekcia; v- priechodný úsek

profil (doska), ktorý má vysoký stupeň požiarnej odolnosti s malou celkové rozmery. Prierez dvoch dvojitých kanálov je vhodný len pre relatívne malé zaťaženia.

Krížové profily(Obr. 4.20, v) kvôli úplnej symetrii prierezu je racionálne použiť pre stĺpy v prítomnosti ohybových momentov v nich v oboch smeroch. V rámci výškovej časti Moskovskej štátnej univerzity boli použité priečne rezy, čo umožnilo riešiť spojovacie body priečnikov rôznych smerov v pláne rovnakým spôsobom.

Duté profily(Obr. 4.20, G). Okrúhle rúry sú z konštrukčného hľadiska výhodné, pretože majú vo všetkých smeroch rovnaké momenty zotrvačnosti. Rúry s rovnakými vonkajšími rozmermi môžu prenášať rôzne zaťaženia v dôsledku zmeny hrúbky steny. Pretože náklady na rúry sú 3 ... 5 krát vyššie ako náklady na valcované plechy a I-nosníky, ich použitie sa vo väčšine prípadov ukazuje ako drahšie ako stĺpy vyrobené z krabicových profilov. Použitie dutých valcovaných profilov môže byť efektívne pri plnení betónom.

Priechodné stĺpy v modernej konštrukcii viacpodlažných budov sa prakticky nepoužívajú, pretože sú menej kompaktné a pracnejšie na výrobu a inštaláciu. Môžu sa však úspešne použiť pri konštrukcii rámu viacpodlažnej budovy, ak sa plánuje položenie inžinierskych komunikácií medzi vetvami stĺpa (obr. 4.21, v).

Hrúbka plechov v kompozitných profiloch sa zvyčajne neberie viac ako 60 mm a pomer rozmerov profilu k vypočítaným dĺžkam h/l x, b/l y nie menej ako 1/15, čo zodpovedá pružnosti 40 ... 60 (v závislosti od typu sekcie).

Pomer šírky a výšky rezu a jeho orientácie v pôdoryse je potrebné zvoliť s ohľadom na pracovné podmienky a dispozičné riešenie celého konštrukčného systému. Napríklad v bežnom rámovom systéme je rovina najväčšej tuhosti I-stĺpov nasmerovaná pozdĺž úzkej strany budovy, v systéme s vonkajším priestorovým rámom je táto rovina kombinovaná s rovinou čela rámu.

Výpočet stĺpcov sa vykonáva podľa všeobecné pravidlá(pozri § 6.4 a čl. 6.7.7), pričom koeficienty efektívnej dĺžky pre stĺpy rámových rámov sú určené vzorcami tabuľky. A6.1 a pre vystužené rámy podľa vzorca

μ = √

1 + 0,46(p+n) + 0,18pn

1+ 0,93(p+n) + 0,71pn

, (4.18) kde p A n sa berú rovnako: pre horné poschodie pre stredné poschodie p = 0,5(p 1 + p 2); n = 0,5(n 1 + n 2); pre spodné poschodie R = R 1 + R 2 ; P = 0,5(P 1 + n 2). hodnoty R 1 , R 2 , n 1 , P 2 sa určí podľa tabuľky. P6.1.

Stĺpové spoje rozhodnúť v závislosti od pomeru medzi veľkosťou normálovej sily a momentom na križovatke. Ak výstrednosť e = M/N nepresahuje zvukovú vzdialenosť p = W/A, potom sa spoj vykoná ako pri centrálne stlačenom stĺpe (pozri obr. 6.56, b), spravidla s predbežným frézovaním koncov. Montážne držiaky sú zároveň inštalované iba na stenu, aby sa nepokazili vzhľad stĺpci. Takýto spoj je možné použiť aj pre malé excentricity presahujúce zvukovú vzdialenosť, a to kontrolou pevnosti montážnych konzol a ich upevnenia na ťahovú silu od okamihu. Pre veľké excentricity sa používajú spoje s presahmi (pozri obr. 6.56, v). Použitie prírubových spojov je sťažené potrebou skryť výstupky príruby v ostení stĺpa, v stene alebo v podlahovej konštrukcii, ale v druhom prípade sa spoj nachádza v bezprostrednej blízkosti styku priečnika s. stĺpec, tj v mieste s veľkým ohybovým momentom.

Základy stĺpov. V rámoch viacpodlažných budov sa spravidla používajú základne na inštaláciu stĺpov bez vyrovnania (obr. 4.22, ale). Základná doska (zvyčajne z dosiek) s frézovaným alebo hobľovaným horným povrchom sa inštaluje na základ pozdĺž stredových osí so zameraním na riziká 2 , zarovnajte pomocou nastavovacích skrutiek 3 a zaliate cementovou maltou.

Pri relatívne malých ohybových momentoch, kedy kotvové skrutky 4 nepracujte ani nepociťujte malé ťahové sily,

Ryža. 4.22. Základy stĺpcov:
a- s konštrukčnými kotviacimi skrutkami; b, c- s vypočítanými kotviacimi skrutkami; 1 - rovina frézovania; 2 - riziko inštalácie; 3 - montážna skrutka; 4 - kotviaca skrutka; 5 - podložka; 6 - omáčka

sú umiestnené konštruktívne a pripevnené k stĺpu cez rebrové alebo rohové šortky.

Základy stĺpov s vypočítanými kotevnými skrutkami (obr. 4.22, b, c) sú navrhnuté v súlade s pokynmi bodu 6.8.5.

Nosníky a priečky. Nosníky a nosníky podláh pracujú hlavne pri ohýbaní. Pozdĺžne sily v priečnikoch a nosníkoch sú spravidla nevýznamné a objavujú sa z horizontálnych zaťažení prenášaných cez nosník z vonkajšia stena na membránu, stužujúci hriadeľ a od priečnych síl v stĺpoch v dôsledku počiatočného zlomu alebo zakrivenia ich osi.

Pri viacpodlažnej výstavbe sa najčastejšie používajú nosníky (obr. 4.23, ale) s pevnou stenou s rozpätiami do 12 m a sú vyrobené z obyčajných, širokých regálových alebo zváraných I-nosníkov. V prípade zahrnutia sa spravidla používajú asymetrické zvárané I-nosníky železobetónová doska podlahy do spoločnej práce s nosníkom γ f= 1,0 (združené železobetónové nosníky). Dvojstenné zvárané nosníky sa používajú pre vysoké priečne sily, ako aj vtedy, keď je potrebné zvýšiť horizontálnu tuhosť. Pri umiestnení inžinierske systémy v rámci výšky medzipodlažného stropu je vhodné použiť nosníky s dierovanou stenou (pozri odsek 5.9), ktoré sa získavajú zo širokých regálových I-nosníkov.

Pre veľké rozpätia (viac ako 12 m) a veľké zaťaženie možno ako priečniky použiť väzníky (obr. 4.23, Obr. b) s pásmi vyrobenými z I-nosníkov alebo T-nosníkov so širokými policami a neprerezaným spojením mriežky jednoduchých alebo párových rohov.

Ryža. 4.23. Typy prierezov priečnikov a podlahových nosníkov:
ale- profily nosníkov; b- farmy; 1 - vystuženie nosníkov v úsekoch s maximálnym ohybovým momentom; 2 - železobetónová podlahová doska

komické úvahy s prihliadnutím na prevádzkové náklady. Obvykle pomer výšky prierezu nosníka alebo krovu h k jej letu l sa mení v rozmedzí 1/15...1/4. V špeciálnych prípadoch, keď sa napríklad na zabezpečenie celkovej tuhosti rámu používajú priečniky-preklady vonkajšieho priestorového rámu alebo priečniky - prepážky, pomer h/l sa pohybuje od 1/3 do 1, ako pri pásovom nosníku.

Prepojenie priečnikov so stĺpmi. Typ párovania závisí od konštrukčnej schémy rámu. V komunikačných systémoch sa používa voľné (sklopné) upevnenie nosníkov na stĺpy, v rámových systémoch - tuhé.

Príklady bezplatného pripojenia sú Konštruktívne rozhodnutia znázornené na obr. 4,24, a...v. Podobné riešenia je možné aplikovať na stĺpy s inými typmi sekcií. Voľné upevnenie na skrutky normálnej presnosti (obr. 4.24, ale) v porovnaní s inými typmi je jednoduchšia na výrobu a inštaláciu, nevyžaduje vysokú presnosť výroby, poskytuje dostatočnú poddajnosť uzla a prakticky voľné otáčanie nosníka voči stĺpu. Hlavné sily pre výpočet pripevnenia - šmyková sila v nosnej časti nosníka Q a pozdĺžna sila N vznikajúce v nosníku pri prevádzke spojovacieho systému. V uzle sa vyskytujú iba malé momenty, ktorých vplyv sa berie do úvahy pri výpočte skrutiek násobiacim faktorom 1,2 ... 1,3 k sile Q. Vertikálne rebro a švy, ktoré ho pripevňujú k stĺpiku, by sa mali vypočítať pre pevnosť Q, moment Qe, sila N.

V schéme na obr. 4,24, b podmienky zaťaženia stola z rohu závisia od jeho deformácií a sú skôr neisté. Pre približný odhad excentricity e silu Q vzhľadom na časť vodorovnej príruby, v ktorej začína jej zaoblenie (veľ ki zo zadku), potom môžete vziať rozloženie kontaktných napätí pozdĺž trojuholníkového diagramu e = ale 0 + 2od 0 / 3 - k 1, kde vel od 0 musí byť aspoň Q / (t w R y) - h 1 .

Ryža. 4.24. Voľné upevnenie nosníkov na stĺpy:
1 - rebro; 2 - montážny stôl; 3 - začiatok zaoblenia v prechode od steny k poličke; 4 - podložka; 5 - rovina frézovania #Sa

Ak e ≥ 9Q / (8l a R y), potom sa hrúbka police zistí z podmienky jej odolnosti proti ohybu ta = √ , kde ta, l a- hrúbka a šírka rohovej police.

Pri podperných tlakoch viac ako 120 ... 150 kN sa používajú stolové varianty s vystužením zvislým rebrom, pre ktoré je tiež prevzatý trojuholníkový diagram kontaktných napätí. Pripevnenie stola k stĺpiku by sa v každom prípade malo skontrolovať na pevnosť Q a moment Q(b - c 0/3). Skrutky spájajúce stojinu nosníka so stĺpom cez stredný uhol alebo rebro sa počítajú na pozdĺžnu silu.

Pevné pripevnenie nosníkov k stĺpu je znázornené na obr. 4.25. Výpočet štruktúr uzla, vyrobený podľa schémy na obr. 4.25 ale, nemá žiadne singularity (pozri časť 6.8). V uzle podľa schémy na obr. 4.25 b detaily rozhrania so stĺpom steny nosníka sú vypočítané na priečnu silu, detaily upevnenia na príruby nosníka - na silu S = M/h.

Horizontálne a vertikálne spoje. Sily od zaťaženia vetrom pôsobiace na vonkajšie steny sa zhromažďujú v rovinách podláh a striech a sú prenášané na zvislé prvky rámu cez tuhé horizontálne disky tvorené nosné konštrukcie podlahy.

Vertikálne vystužené väzníky v vystužených a rámovo vystužených rámoch môžu mať rôzne priehradové systémy (obr. 4.26). Najpoužívanejšia polodiagonálna mriežka (obr. 4.26, b), pretože umožňuje zariadeniu v spojovacích paneloch dverných a okenných otvorov a súčasne spôsobuje nevýznamné dodatočné tlakové sily v dôsledku skrátenia stĺpikov pri zaťažení. Osi výstuh musia prechádzať cez priesečníky osí stĺpov a priečnikov. Priľahlosť s excentricitou je spojená s výskytom momentov v tyčiach mriežky. IN

Ryža. 4.26. Schémy vertikálnych odkazov:
ale- trojuholníkový; b- polouhlopriečka; v- portál; G- kríž

Ryža. 4.27. Časti výstuh väzníkov:
ale- v tvare T z dvoch rohov; b- z dvoch kanálov; c, g- z uzavretých profilov; d- I-lúč

v niektorých prípadoch s príslušnými požiadavkami na usporiadanie otvorov sa používajú trojuholníkové (obr. 4.26, Obr. ale) schémy mriežky vertikálnych väzieb. Zariadenie spojení s krížovou mriežkou je možné len pre nepočujúcich stenové panely. Takáto mriežka je najpevnejšia a efektívne funguje na horizontálnych zaťaženiach, ktoré počas prevádzky menia smer.

Zvislé priehradové väzníky sa zvyčajne vykonávajú na celú výšku budovy v rovnakých paneloch. V niektorých prípadoch je však potrebné posunúť spoje na susedné panely a následne by mali ísť spodné spoje k horným do výšky podlahy, t.j. na prechodnom podlaží by mali byť vertikálne spoje umiestnené v dvoch susedných paneloch.

Pásy zvislých vystužených priehradových nosníkov sú spravidla stĺpy a regály sú podlahové nosníky. Výstuhy zvislých priehradových nosníkov sú zvyčajne navrhnuté z párových rohov, kanálov, pravouhlých alebo kruhových rúr a s veľkými pozdĺžnymi silami - z I-nosníkov (obr. 4.27). Keďže výstuhy vystužených priehradových nosníkov sa podieľajú na prenose zvislých zaťažení, pri výpočte výstuh a ich upevňovacích bodov je potrebné vziať do úvahy dodatočné sily vznikajúce zo skrátenia stĺpov budovy (pozri odsek 6.6.2). Upevňovacie traky vo väčšine

prípady sa vykonávajú na vysokopevnostných skrutkách. Pri výpočte uzlov môžete použiť odporúčania článku 6.5.

Literatúra pre Ch. 4

1...7. Pozri hlavnú literatúru.

8. Pukhovsky A.B., Arefiev V.M., Lamdon S.E., Lafishev A.Z. Viacpodlažné výškové budovy. - M.: Stroyizdat, 1997.

9. Hart F., Henn W., Sontag X. Atlas oceľových konštrukcií. Viacposchodové budovy. - M.: Stroyizdat, 1977.

10. Shuler V. Výškové stavebné konštrukcie. - M.: Stroyizdat, 1979.

11. Savitsky G.A. Zaťaženie konštrukcií vetrom. - M.: Stroyizdat, 1972.

12. Barshtein M.F.Účinky vetra na budovy a konštrukcie. / Proceedings of TsNIISK, roč. 21. - M.: 1973.

13. Romansikov I.G., Levites F.A. ochrana pred ohňom stavebné konštrukcie. - M.: Stroyizdat, 1991.

ZDRUŽENIE "ŽELEZOBETÓN"

CENTRÁLNY VÝSKUMNÝ A PROJEKTOVÝ A EXPERIMENTÁLNY ÚSTAV PRIEMYSELNÝCH BUDOV A ŠTRUKTÚR
JSC TsNIIPromzdaniy

MOSKVA 2002

Odporúčané na uverejnenie rozhodnutím Vedeckej a technickej rady OAO TsNIIPromzdaniy. Odporúčania stanovujú metodiku tvorby návrhových modelov nosných systémov viacpodlažných skeletových budov z prefabrikovaných železobetónových konštrukcií s prihliadnutím na súlad a nelineárnosť prevádzky uzlových rozhraní pre výpočet pomocou štandardných softvérových systémov. ktoré implementujú metódu konečných prvkov. V príspevku je uvedená metóda na stanovenie lineárnej a uhlovej poddajnosti stykov prefabrikovaných železobetónových konštrukcií viacpodlažných skeletov. Odporúčania sú určené pre inžinierskych a technických pracovníkov podieľajúcich sa na projektovaní a výpočte občianskych a priemyselné budovy. Autor: Ph.D. Sciences, S.N. c. Trekin N.N. (JSC "TsNIIPromzdaniy"). Vedecký redaktor: Dr. tech. vedy, prof. Kodysh E.N. (JSC TsNIIPromzdaniy)

PREDSLOV 1. VŠEOBECNÉ USTANOVENIA 2. NÁVRHOVÉ RIEŠENIA UZLOVÝCH SPÁROV PREVÁDZANÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH KONŠTRUKCIÍ RÁMOVÝCH BUDOV 2.1 Všeobecné požiadavky 2.2. Zvislé spoje stĺpov 2.3. Prepojenie prefabrikovanej podlahy so stĺpom 2.4. Spoj stĺpa so základom 2.5. Spoje prefabrikovaných podlahových prvkov 2.6. Spoje v priechodných väzných paneloch 3. PRAKTICKÝ METÓDA POSUDZOVANIA SÚLADU SPÁROV 3.1 Zvislé spoje stĺpov 3.2. Prepojenie priečky so stĺpom 3.3. Rozhrania v prefabrikovaných podlahách 3.4. Súlad rozhraní v spojovacích paneloch. 4. TVORBA VÝPOČTOVÝCH MODELOV NOSNEJ SÚSTAVY STAVEBNÉHO RÁMU 4.1 Všeobecné ustanovenia 4.2. Metódy na zohľadnenie zhody uzlových konjugácií 4.3. Viacpodlažné kostrové rámy 4.4. Účtovanie nelineárnej deformácie tyčových prvkov 4.5. Podlahový kotúč z prefabrikovaných prvkov 5. PRÍKLADY VÝPOČTU REFERENCIE

PREDSLOV

Rámové budovy pre priemyselné a občianske účely sú hromadné konštrukčné systémy. Rozšírili sa v dôsledku širokých možností variácií v riešení priestorového plánovania vnútorného priestoru, ako aj v dôsledku úplnej industrializácie výroby a inštalácie konštrukcií, diferenciácie nosných a obvodových prvkov podľa ich účelu. , čo umožňuje systémom unifikácie a typizácie efektívne rozdeľovať materiály a znižovať ich celkovú spotrebu. Charakteristickým znakom konštrukcií viacpodlažných budov z betónových prefabrikátov je veľké množstvo uzlových spojov, ktoré sa v súlade s prijatým systémom rezania budovy na prvky zvyčajne nachádzajú v najviac namáhaných oblastiach [8, 22, 24, 28, 34, 35, 39]. Spoje prefabrikátov sa zároveň vyznačujú zvýšenou deformovateľnosťou v dôsledku drvenia betónu pozdĺž styčných plôch a praskaním, poddajnosťou zvarových spojov výstuže a zapustených dielcov [2, 3, 4, 8, 9, 11, 12, 25, 37]. Fyzická a konštruktívna nelinearita sa navyše prejavuje vo väčšej miere u uzlových párov a ich poddajnosť sa mení v závislosti od stresovo-deformačného stavu [3, 9, 14, 21, 26]. Experimentálne štúdie ukazujú, že variabilná poddajnosť konjugácií vedie k významnej (až 40 %) redistribúcii síl [20, 41]. Existujúce výpočtové metódy ešte úplne nezohľadňujú vplyv súladu uzlových prvkov na spoločnú prevádzku nosných podsystémov rámových budov - pozdĺžnych a priečnych rámov, podlahových kotúčov a výstužných membrán. Je to spôsobené najmä nedostatočnými znalosťami priestorovej interakcie prefabrikovaných prvkov v elastickej aj plastickej fáze práce [1, 7, 23, 32, 33]. Výpočet rámových budov sa preto spravidla vykonáva podľa konštrukčných schém so sklopnými alebo pevnými spojmi prvkov, ktoré nie vždy primerane odrážajú prevádzku konštrukcie. Pri dnešných zvýšených požiadavkách na ekonomickú efektívnosť konštrukčných riešení je výskum ďalšieho zdokonaľovania konštrukčných schém obzvlášť dôležitý. Vďaka intenzívnemu rozvoju výpočtovej techniky a softvéru, ktorý implementuje numerické výpočtové metódy (najmä metódu konečných prvkov), je možné simulovať zložité interakčné procesy a vykonávať výpočty pomocou priestorových výpočtových schém s požadovanou presnosťou. Pre adekvátny popis napäťovo-deformačného stavu je však potrebné vychádzať zo všeobecných fyzikálnych zákonitostí, ktorými sa riadi činnosť rozhraní rôznych konštrukcií, ktoré dodnes chýbajú. Odporúčania navrhujú metodiku hodnotenia ťažnosti prefabrikovaných železobetónových konštrukcií na základe rozsiahlych experimentálnych štúdií viacerých autorov. Uvádzajú sa odporúčania na prípravu návrhových schém pre rámy viacpodlažných budov, v ktorých je dodržaný súlad spojov tyčí a rovinné prvky budova. V tomto prípade sa berie do úvahy fyzická a konštruktívna nelinearita párov. Vzhľadom na zložitosť napäťovo-deformačného stavu a veľké množstvo konštrukčných faktorov, ktoré ovplyvňujú priestorovú prácu spolujazdcov, sú odporúčania použiteľné pre konkrétne konštrukčné riešenia pre hromadné použitie.

1. VŠEOBECNÉ USTANOVENIA

1.1. Tieto odporúčania sú použiteľné pri výpočte vystužených, rámových a kombinovaných rámov viacpodlažných budov s konštrukciami zvislých výstuh vo forme oceľových priehradových väzníkov, plných a s otvormi železobetónových priehradiek s premenlivými výškovými charakteristikami. 1.2. Odporúčania môžu byť použité pri výpočte rámov, ktoré vnímajú špeciálne zaťaženia a vplyvy (pôsobenie seizmických a krátkodobých dynamických zaťažení, návrh budov na základoch poklesu). 1.3. Odporúčania stanovujú metódu stanovenia ťažnosti spojov prefabrikovaných betónových konštrukcií pre tvorbu plošných a priestorových modelov skeletu viacpodlažných budov pri výpočte metódou konečných prvkov, ktorú je možné použiť aj pri analýze štruktúr inými numerickými a analytickými metódami. 1.4. Poddajnosťou spoja sa rozumie zvýšená deformovateľnosť spoja na malom, vo vzťahu k výške úseku, úseku dĺžky spoja v porovnaní s deformovateľnosťou spojovaných prvkov. Vo fyzikálnej podstate sa poddajnosť spojenia rovná posunutiu spôsobenému jedinou silou - v tlaku-napätí, šmyku alebo rotácii. 1.5. Deformovateľnosť (ďalej len poddajnosť) spojov nosných prvkov rámu - stĺpov, priečnikov, podlahových dosiek, prvkov výstužných membrán a základov môže byť spôsobená nasledujúcimi faktormi: zníženie vypočítaných dosadacích plôch konštrukcií na zabezpečenie spojov výstuže ; pokrčenie betónových konštrukcií a švu pozdĺž kontaktných plôch a v dôsledku toho vznik nepružných deformácií; znížená odolnosť voči trhlinám a odolnosť voči vzniku trhlín v betónovom šve; súlad zvarových spojov výstuže a zapustených častí a pod. 1.6. Keď sa napäťovo-deformačný stav uzlového rozhrania zmení v dôsledku prejavu fyzickej a konštruktívnej nelinearity, zmení sa poddajnosť rozhrania. 1.7. V konštrukčných výpočtoch sa pri určovaní pružnosti odporúča použiť takzvaný koeficient tuhosti spoja, ktorý je definovaný ako dotyčnica sklonu sečnice ku krivke v diagrame sila-posunutie pre spoj. 1.8. Treba rozlišovať medzi lineárnou, uhlovou a šmykovou poddajnosťou, ktoré závisia od zodpovedajúcich deformácií. Lineárna poddajnosť (1/C x, 1/C y, 1/ C z) je spôsobená ťahovo-kompresnými deformáciami a je charakterizovaná závislosťou "N - δ". Šmyková poddajnosť (1/С γ) je spôsobená šmykovými deformáciami pri pôsobení priečnej sily a je charakterizovaná závislosťou "Q - γ". Uhlová poddajnosť (1/С φ) je spôsobená rotačnými deformáciami pri pôsobení ohybového alebo krútiaceho momentu a je charakterizovaná závislosťou "M - φ". Tu sú akceptované označenia: N, Q a M - pozdĺžna, priečna sila a ohybový moment v časti spoja; δ , γ a φ - pozdĺžna deformácia, uhol šmyku a uhol natočenia v časti spoja; C x, C γ a C φ sú koeficienty lineárnej, šmykovej a uhlovej tuhosti (sily spôsobujúce jednotlivé deformácie).

2. KONŠTRUKČNÉ RIEŠENIA UZLOVÝCH SPÁJOV PREFBETONOVÝCH PREVÁDZKOVÝCH KONŠTRUKCIÍ RÁMOVÝCH BUDOV

2.1 Všeobecné požiadavky

2.1.1. Rám budovy musí pri zaťažení fungovať ako jeden priestorový systém. V tejto súvislosti je kladený súbor požiadaviek na spoje prefabrikovaných železobetónových konštrukcií: - pevnosť spoja nesmie byť nižšia ako spojované prvky, aby sa zabránilo predčasnému zničeniu konštrukcie tak vo fáze inštalácie, ako aj pod vplyvom prevádzkové zaťaženie; - tuhosť spoja by mala zabezpečiť prenos návrhových síl protiľahlých prvkov, nemennosť ich vzájomnej polohy, normalizované posunutie prvkov pri zaťažení a priestorovú tuhosť budovy ako celku. Okrem toho by spoje mali byť čo najuniverzálnejšie, technologické počas inštalácie, zabezpečiť správne spojenie prvkov a byť umiestnené v priestoroch s minimálnym úsilím. 2.1.2. Spojenie spájaných železobetónových prvkov je zabezpečené nasledujúcim spôsobom: pre vnímanie ťahových síl sa zvárajú výstužné tyče alebo vložené časti; na vnímanie tlakových síl sú okrem zváraných spojov aj švy medzi prvkami monolitické; na prenos šmykových síl sa vyrobia zvarové spoje a usporiadajú sa betónové hmoždinky.

2.2. Zvislé spoje stĺpov

2.2.1. Vertikálne spoje stĺpov sa podľa výpočtových a konštrukčných kritérií klasifikujú ako spoje pracujúce v excentrickom tlaku, ktoré sa odporúčajú umiestniť do oblastí s minimálnymi ohybovými momentmi. Požiadavky na zvislé spoje majú zabezpečiť koaxiálny prenos pozdĺžnych síl a rozloženie sústredených tlakových napätí po priereze. Spoje stĺpov môžu byť kĺbové (kontaktné), t.j. vnímajúce len pozdĺžne a priečne sily alebo tuhé, určené okrem toho, čo bolo povedané, na vnímanie ohybových momentov. Príklad návrhu spojov je na obr. 1.2.2.2. Tažnosť spojov stĺpov môže byť spôsobená viacerými príčinami: koncentráciou tlakových napätí v dôsledku zníženej výpočtovej plochy a nerovnosťami stykovej plochy spájaných prvkov; prítomnosť maltových spojov nižšej pevnosti; zvýšená deformovateľnosť zvarových spojov pozdĺžnej výstuže (obr. 1, c). Pri umiestňovaní spojov v oblasti s minimálnymi ohybovými momentmi sa odporúča zvážiť iba lineárnu poddajnosť. 2.2.3. Ťažnosť spojov stĺpov sa zvyšuje so zvyšujúcim sa zaťažením v dôsledku vývoja nepružných deformácií v spojovacích prvkoch. Intenzívne zvýšenie deformovateľnosti spoja sa prejavuje v štádiách úrovní zaťaženia 0,6-0,8 N R (N R - breaking load). Dĺžka zóny zvýšenej deformovateľnosti závisí od konštrukcie spoja a je určená spravidla rezom so zmenšeným prierezom (obr. 1, c).

Ryža. 1. Zvislé spoje stĺpov: a) tuhé, s privarením pozdĺžnej výstuže; b) sklopné bez spojov pozdĺž pozdĺžnej výstuže; c) spoj v zostave a diagram rozloženia pozdĺžnych deformácií

2.3. Prefabrikované spoje medzi doskami a stĺpmi

2.3.1. Spojenie stropu so stĺpom (obr. 2) musí zabezpečiť prenos zvislého a vodorovného zaťaženia zo stropu na stĺpy a v prípade potreby aj priestorovú tuhosť rámu. V konjugácii trámový strop so stĺpikom, hlavným spojom, ktorý určuje konštrukčnú schému rámu, je spoj priečnika so stĺpikom. V prípade zvislých výstuh má spojenie medzistĺpových (spojených) podlahových dosiek so stĺpom menší vplyv na statickú schému rámu.

Ryža. 2. Spárovanie stĺpa s prefabrikovanou podlahou

2.3.2. Spoje priečnika so stĺpom sa zvyčajne rozlišujú ako kĺbové - pre vystužené rámy a tuhé - pre rámové rámy. Vo väčšine konštruktívnych riešení spočíva priečnik na krátkych konzolách usporiadaných do stĺpikov (obr. 3, 4). 2.3.3. V spojovacích rámoch sa spoj priečky so stĺpom počíta na vnímanie zvislých zaťažení a vodorovných zaťažení, ktoré sa vyskytujú počas obdobia inštalácie. V spojení priečnika so stĺpom sú podperné vložené časti privarené zospodu a privarené na vrchu oceľových dosiek alebo výstužných tyčí (obr. 3, a). V hornom spojení sa spravidla používajú mäkké ocele, aby sa zabezpečilo zachytenie pevného ohybového momentu do 10 - 20% rozpätia, hlavne pri montáži. Veľkosť momentu na podpere závisí od smeru zaťaženia. Toto je obzvlášť zrejmé pri nemonolitických švoch. V ťahaných prvkoch (dosky, výstužné prúty) sú pri vypočítaných maximálnych zaťaženiach povolené napätia zodpovedajúce medze klzu, čo vedie k vzniku zvyškových deformácií a v dôsledku toho k zvýšeniu deformovateľnosti zostavy pri striedavom zaťažení. v porovnaní s počiatočnou hodnotou.

Ryža. 3. Konštrukcie rozhraní traverzy so stĺpikom vo väznom ráme: a) so skrytou konzolou a hornou montážnou spojovacou doskou; b) so skrytou pravouhlou konzolou; c) schéma rozloženia síl pri pôsobení vodorovného zaťaženia

2.3.4. V spojoch priečnika so stĺpikom väzného rámu bez napojenia poľa pozdĺž hornej zóny (obr. 3, b), po zváraní nosných vložených častí a monolitických švov, spolu s odolnosťou proti tlaku a ťahu odpor voči otáčaniu priečnika voči stĺpu, tzn dochádza k čiastočnému zovretiu stĺpika v podlahovom kotúči. Pre konjugácie Obr. 3 je zovretie jednostranné. Pôsobením ohybového momentu v smere rozpätia sa zostava „otvorí“ (obr. 3, c) a podporné momenty sú malé, pretože pri ohybe pracujú iba podporné vložené časti pôsobením ohybového momentu v opačnom smere je monolitický šev stlačený a vzniká dvojica síl (obr. 3c). Pretože nosné vložené časti sú ohybné a monolitický betón má spravidla nižšiu pevnosť ako betón protiľahlých konštrukcií, zostava má nižšiu ohybovú tuhosť ako časti priečnika.

Ryža. 4. Zostava rámu spájajúca priečku so stĺpom: a) s podperou na otvorenej konzole; b) opieranie sa o skrytú konzolu; c) graf závislosti uhla poddajnosti konjugácie od ohybového momentu

2.3.5. Vo väzbách rámu (obr. 4) sa horná výstuž inštaluje podľa výpočtu pre vnímanie celkového ohybového momentu z vypočítaného vertikálneho a horizontálneho zaťaženia. Spojenie medzi priečnikom a stĺpom sa vykonáva zváraním nosných vložených častí a v hornej zóne sú oceľové dosky privarené - presahy alebo výstužné tyče k vloženým častiam alebo k výstupom výstuže stĺpov a priečnikov. Pre väčšinu návrhov spojov závisí hodnota odporu od smeru ohybového momentu, pozdĺžnych a priečnych síl. 2.3.6. Poddajnosť rozhrania rámu je spôsobená zvýšenou deformovateľnosťou nosných zapustených častí a zvarových spojov výstuže. Okrem toho, poddajnosť spojenia môže byť spôsobená rozvojom nepružnosti a hromadením zvyškových deformácií v prvkoch spojov, čo je zrejmé najmä pri zaťaženiach presahujúcich (0,3 - 0,4) MR (kde M r je medzný moment podľa nosnosť spojenie rámu), ako je znázornené na obr. 4, c. 2.3.7. V smere pozdĺž rozpätí dosiek sa vo väčšine prípadov predpokladá spojenie podlahy so stĺpom ako kĺbové. Čiastočné zovretie stĺpov v podlahe sa prejavuje pozdĺž línie umiestnenia lepených dištančných dosiek s pozdĺžnymi zvarovými spojmi (obr. 5, a) a keď je podlaha vyrobená z rebrované dosky privarené pozdĺž nosných plošín k vloženým častiam priečnika (obr. 5, b). Mechanizmus vzniku odporu, keď sa nosná časť dosiek otáča vzhľadom na priečnik a stĺpik, je podobný mechanizmu opísanému v str. 2.3.3-2.3.4 (obr. 3, c).

2.4. Spoj stĺpa so základom

2.4.1. Práca spoja stĺpa so základom závisí od prevedenia základu - plného alebo stĺpového, v prefabrikovanom alebo monolitickom prevedení a od deformačných vlastností základovej pôdy. Pri monolitických doskových základoch sa odporúča brať konjugáciu pevného stĺpa so základom vo forme tuhého zovretia na úrovni vrcholu základu [35]. 2.4.2. Práca na konjugácii stĺpca so stĺpovitým základom sa musí zvážiť s prihliadnutím na interakciu základu s pôdou. Súlad je spôsobený najmä deformáciami pôdy pod základom základu.

2.5. Spoje prefabrikovaných podlahových prvkov

2.5.1. Podlahové kotúče z prefabrikovaných železobetónových dosiek - duté, rebrované, plné atď., položené na prefabrikovaných priečnikoch bez železobetónu, spojené betónovými spojmi (obr. 6) alebo diskrétnymi zvarovými spojmi (obr. 7) v ich rovine poddajný vďaka zvýšenej deformovateľnosti spojov na podperách a medzidoskových spojoch. 2.5.2. V prefabrikovaných stropoch existujú nasledujúce typy spojov: - zvislé spoje koncov dosiek cez betónové spoje s doskami alebo nosnými konštrukciami (pozri obr. 5, a); - pozdĺžne spoje medzi doskami a okrajovými doskami so stenami (pozri obr. 5, b a 5, c); - vodorovné spoje dosiek pozdĺž nosných plošín s nosnými konštrukciami (steny, nosníky alebo priečniky, obr. 5, a a 5, c).

Ryža. Obr. 5. Uzol spájaných viacdutinových (a) a rebrovaných dosiek (b) s priečnikom

2.5.3. Spolupráca dutinových dosiek je zabezpečená monolitickými švami a zvarovými spojmi (pre lepené a stenové dosky). Na zvýšenie priľnavosti betónu spojov s konštrukciami sú na ich bočnom povrchu vytvorené priehlbiny na vytvorenie hmoždiniek (obr. 8).

6. Fragment prefabrikovaného pôdorysu z dutinových dosiek Obr

Ryža. 7. Fragment montovaného pôdorysu z 2T platní

Ryža. Obr. 8. Typy bočnej plochy dutých dosiek tvoriacich po zmonolitnení tieto tvary medzidoskových hmoždiniek: a - uzavreté kruhové; b - lichobežníkový, otvorený na vrch; c - pevná pozdĺžna

2.5.4. V pozdĺžnych švoch sa rozlišujú tri typy hmoždiniek: - uzavreté kruhové hmoždinky (obr. 8, a) pracujú na reze a zabezpečujú spoločnú prevádzku dosiek pri zvislom a vodorovnom zaťažení až do štádia zničenia. Opakované pôsobenie nerovnomerného zvislého zaťaženia na normovú hodnotu prakticky neznižuje pevnosť medzidoskových pozdĺžnych spojov; - hmoždinky otvorené nahor vo vertikálnom smere (rovné alebo lichobežníkové obr. 8, b), sú zahrnuté v práci kvôli priľnavosti monolitického roztoku k betónu dosiek a jeho stlačeniu. Tento typ hmoždiniek zaisťuje spoločnú prevádzku dosiek pri horizontálnom zaťažení podlahového disku. Spoločná práca dosiek až do štádia deštrukcie pri vertikálnom zaťažení je zabezpečená po inštalácii cementovo-pieskového betónového bloku s hrúbkou najmenej 4 cm; - pevné pozdĺžne pery (obr. 8, c) zabezpečujú spoločnú prevádzku dosiek pri zvislom zaťažení. Pri vodorovných šmykových silách je pevnosť spoja zabezpečená len priľnavosťou betónu spoja s doskami. 2.5.5. Interakcia obyčajných dutých dosiek s nosnými konštrukciami (priečníky, nosníky a nosné steny) pri vodorovnom zaťažení zabezpečujú trecie sily a priľnavosť podkladovej maltovej vrstvy pozdĺž nosných plošín (obr. 9). Koncové spoje medzi doskami a nosnými konštrukciami fungujú len pri tlaku a šmyku kolmo na rozpätie (obr. 9).

Ryža. Obr. 9. Schéma interakcie viacdutinovej dosky s priečkou: τ sH - tangenciálne napätia v koncovom spoji pri strihaní dosky pozdĺž priečky; τ sc - tangenciálne napätia pozdĺž oblasti podopretia dosky na priečke počas šmyku a otáčania dosky vzhľadom na priečku; σ B - tlakové napätia v koncovom zvare

2.5.6. Spolupôsobenie rebrinových dosiek s priečnikmi a nosníkmi pri vodorovnom zaťažení zabezpečujú zvarové spoje nosných zapustených častí (obr. 10). Spojovanie dosiek pri zvislom zaťažení zabezpečujú pozdĺžne betónové spoje, ktoré sa zvyčajne vyrábajú pomocou hmoždiniek.

Ryža. Obr. 10. Schéma interakcie rebrovaného plechu s priečnikom: τ SH - tangenciálne napätia v koncovom šve, keď je plech strihaný pozdĺž priečnika; Q Zi a N Zi - sily vo zváranom spojení dosky s priečkou; σ in - tlakové napätia v koncovom šve

2.6. Spoje v priechodných spojovacích doskách

2.6.1. Ploché väzbové panely pozostávajú zo železobetónového viacpodlažného skeletu tvoreného stĺpmi a priečnikmi a kovových väzníkov trojuholníkového (poluhlopriečka) alebo päťuholníkového (portálového) tvaru (obr. 11).

Ryža. 11. Priechodné panely s trojuholníkovou (a) a portálovou (b) kovovou mriežkou

Viazané konštrukcie sa umiestňujú z podmienky zabezpečenia priestorovej tuhosti stavby s prihliadnutím na obmedzenie síl od teplotných deformácií. 2.6.2. Základy pre lepené panely sa vyrábajú vo forme samostatne stojacich stĺpových základov, pevnej železobetónovej dosky alebo železobetónového rámu. Návrh základu závisí od veľkosti mriežky stĺpov, veľkosti pôsobiacich zaťažení a vlastností pôdy. 2.6.3. Spojenie prvkov spojov medzi sebou sa vykonáva pomocou zvárania styčníkov, ktoré vytvára zovretie, ale konce spojov. Spojenie väzníkov so stĺpikmi sa vykonáva formou zvárania väzníkov cez styčnice k vsadeným dielom na bočných plochách stĺpov (obr. 12, a) alebo cez styčnice privarené do Taurusu k vnútorným vsadeným dielom. Spojenie spojov so základom sa najčastejšie uskutočňuje cez styčnice privarené v T-kusoch k vloženým častiam základu (obr. 12, b). Tieto spoje majú lineárnu a uhlovú pružnosť v dôsledku zvýšenej deformovateľnosti vložených dielov pri pôsobení normálových a priečnych síl, ohybu, ako aj krútiacich momentov v ich rovine.

Ryža. 12. Konštrukcia rozhraní kovových spojok so stĺpmi (a) a základom (b) Obr.

3. PRAKTICKÁ METÓDA POSUDZOVANIA SÚLADU SPOJOV

3.1 Zvislé spoje stĺpov

3.1.1. Poddajnosť zvislého spoja stĺpov sa určí ako súčet poddajností spojov s rovnakými deformačnými charakteristikami podľa vzorca

(1)

Kde n a l i - počet a dĺžka úsekov spoja s rovnakými deformačnými vlastnosťami pozdĺž dĺžky; υ - koeficient elasticko-plastických deformácií betónu; E Bi - počiatočný modul pružnosti betónu; A Bi a A Si - plocha betónu a pozdĺžna výstuž; α - redukčný koeficient rovný pomeru modulu pružnosti výstuže a betónu. Charakter závislosti "N - δ" pre typický zvislý spoj je znázornený na obr. 13. Podľa údajov je priemerný koeficient lineárnej tuhosti spojov pre stĺpy s prierezom 40×40 cm C Z = 7×10 6 kN/m.

Ryža. 13. Schéma stlačenia zvislého spoja stĺpov

3.2. Prepojenie priečky so stĺpom

3.2.1. Vo všeobecnom prípade v priečnom reze spoja priečnika so stĺpom pôsobia pozdĺžne a priečne (vzhľadom na priečnik) sily, ohyb a krútiaci moment (obr. 14). V uvažovaných návrhoch spojov priečnika so stĺpom sa vertikálna podperná reakcia prenáša na konzolu, takže vplyv priečnych síl na činnosť rozhrania možno ignorovať.

Ryža. 14. Schéma síl pôsobiacich v styku priečky so stĺpom

3.2.2. Práca na spojení priečky so stĺpikom sa zvažuje pre dva stavy: prvý - švy nie sú monolitické, čo zodpovedá štádiu inštalácie alebo konštrukcie takzvaného suchého spoja (obr. 15, a); druhá - švy sú monolitické a betón švu je zahrnutý v práci (obr. 15, b, c). 3.2.3. V spojoch, analogicky s úsekmi železobetónových prvkov, môžu nastať tri štádiá stavu napätia a deformácie: prvý je podmienene elastický; druhá je elasticko-plastová a tretia je obmedzujúca z hľadiska únosnosti.

Ryža. 15. Schéma zmeny napäto-deformačného stavu rozhrania priečnika so stĺpikom rámu rámu: a) fáza inštalácie (suchý spoj); b) monolitický uzol pred tvorbou trhlín v natiahnutej zóne; c) štádium po vytvorení normálnej trhliny vo šve

3.2.4. Kritérium pre medzný stav uzlového spojenia stĺpa s podlahou sa odporúča vziať do úvahy prípustný uhol natočenia nosnej časti priečnika alebo podlahovej dosky voči osi stĺpa, ktorý je určený: - pre prvá skupina medzných stavov z podmienok na dosiahnutie fyzickej alebo podmienenej medze klzu v ťahanej alebo tlačenej výstuži, dočasnej pevnosti betónového švu alebo spájaných konštrukcií v tlaku, medzného posunu alebo oddeľovania zapustených častí (obr. 16); - pre druhú skupinu medzných stavov z podmienok medzných priehybov a vodorovných posunov, ako aj medzného otvorenia trhlín.

Ryža. 16. Schéma určenia medzného uhla natočenia priečky voči stĺpu: Δs - medzné predĺženia pre ťahovú výstuž; Δ z - obmedzujúce šmykové deformácie zapustených častí

3.2.5. Koeficient uhlovej tuhosti spojenia priečky (podlahovej dosky) so stĺpom С φ sa rovná pomeru ohybového momentu M v uzle k zodpovedajúcemu uhlu natočenia φ nosnej časti priečky vzhľadom na os stĺpca v uzle:

3.2.6. Uhol natočenia referenčného úseku priečnika znázorneného na obr. 16 sa určí

Kde Δ T = ∑Δ Ti a Δ C = - ∑Δ Ci - posuny v natiahnutých a stlačených zónach (s ich znamienkami); Zčervená - vzdialenosť medzi čiarami na meranie posunutia. 3.2.7. Pre uvažované typické spojenia priečnika so stĺpom sa odporúča koeficient uhlovej tuhosti spoja určiť podľa vzorca

(4)

Kde - prírastky posunov od jednotkových síl, v tomto poradí, v stlačených a natiahnutých zónach časti spoja; K ni, TO Nj - koeficienty, ktoré zohľadňujú účinok axiálnej tlakovej sily (pri absencii pozdĺžnej sily sa považujú za rovné jednej); h 0 - pracovná výška spojovacieho úseku (vzdialenosť od línie podopretia priečky alebo podlahovej dosky na konzole k ťažisku napínanej alebo tlačenej výstuže). 3.2.8. Koeficient uhlovej tuhosti spojenia priečnika so stĺpikom rámu väzníka (obr. 3, a) bez zohľadnenia stlačeného betónu švu:

(5)

Kde - posunutia od jednotkových síl horného oceľového ostenia, nosných zapustených častí konzoly stĺpa a priečnika, stanovené podľa odporúčaní [27] alebo na základe experimentálnych údajov; K N 1 , K n 2 - koeficienty zohľadňujúce vplyv pozdĺžnej sily

(horné znamienka sú akceptované, keď sa sily z ohybového momentu a pozdĺžna sila v dolnej zóne zhodujú); e- excentricita pozdĺžnej sily voči línii podopretia priečky na konzole. Pri pôsobení spätného momentu je potrebné vziať do úvahy možnosť straty stability horného spojenia. 3.2.9. Pôsobením momentu opačného znamienka v monolitických koncových švoch pre uzlové spojenie priečnika so stĺpikom rámu väzníka bez horného obloženia, znázorneného na obr. 3, b, koeficient uhlovej tuhosti sa rovná:

(6)

Kde ; d , E B , ξ, ν , ω - hrúbka škáry, modul pružnosti škárového betónu, relatívna výška stlačenej zóny škárového betónu, koeficient pružno-plastických deformácií, koeficient úplnosti diagramu stlačenej zóny; K NB 1 , K NB 2 - koeficienty, ktoré zohľadňujú vplyv pozdĺžnej sily

tu m je koeficient v závislosti od tvaru diagramu napätia v betóne stlačenej zóny (3 - pre trojuholníkový, 2 - pre obdĺžnikový). Výška stlačenej zóny je určená z rovnovážneho stavu úseku. 3.2.9. Koeficient uhlovej tuhosti rozhrania rámu v štádiu montáže, t.j. bez zohľadnenia práce betónového spoja v tlaku (obr. 15, a):

(7)

Kde tu f(x) a l jt je funkcia rozloženia pozdĺžnych deformácií v ťahovej výstuži (prevzaté vo forme momentového diagramu na nosnom úseku) a zohľadnená dĺžka hornej zóny ťahu výstuže. V úseku s otvorenou ťahovou výstužou spoja sú pozdĺžne deformácie konštantné, preto - posuny od jednotkových síl ťahovej výstuže v zóne kotvenia v betóne, určené podľa odporúčaní [40] 3.2.10. Vyjadrenie pre koeficient uhlovej tuhosti pre inverzný moment bude: B BSh - pozri vzorec (6).

3.3. Rozhrania v prefabrikovaných podlahových diskoch

3.3.1. Predpokladá sa, že ohybová tuhosť betónového medzidoskového spoja je nulová, to znamená, že spoj sa považuje za cylindrický záves. Tlaková sila švu však nepôsobí pozdĺž osi bočnej plochy dosiek (obr. 17) a dochádza k excentrickému stlačeniu. Preto by mal byť valcový záves umiestnený pozdĺž osi pôsobenia tlakovej sily alebo na úrovni stlačeného okraja dosky.

Ryža. Obr. 17. Pozdĺžny medzilamiskový spoj (a), schéma práce, keď sa dosky otáčajú pozdĺž pozdĺžnej osi (b) a dosky sa posúvajú (c) Obr.

3.3.2. Tuhosť medzidoskového spoja v šmyku sa rovná zodpovedajúcej sile spôsobujúcej jednotlivé posuny:

Csh = Qjt/d. (10)

Pre časť spoja hrúbka t jt výška h jt a dĺžka pozdĺž osi dosky l jt dostaneme:

d = Qjt ν t jt /(G jt l jt h jt)

C Sh = Gjt l jt h jt /(ν t jt), (11)

Kde ν \u003d 1, 2 je koeficient, ktorý zohľadňuje nerovnomerné šmykové napätia na ploche prierezu prvku. Vplyv šmykovej tuhosti spoja na činnosť spoja dosiek by sa mal brať do úvahy pri Csh = 300 kN/m, čo je podstatne menej ako skutočná tuhosť. Pre spoje medzi typickými dutinkovými doskami je hodnota šmykovej tuhosti na 1 m spoja: Csh =3080·10 4 kN/m [38]. 3.3.3. Ťahové sily v rovine podlahového kotúča dutých dosiek sú vnímané v jednom smere lepenými medzistĺpovými doskami, v druhom - priečnikmi. 18 podľa vzorca:

3.3.4. Ťahová tuhosť v oblasti podopretia lepenej viacdutinovej alebo plnej dosky na priečniku (nosníku) je určená závislosťou

(13)

Ryža. 18. Výpočtová schéma na určenie tuhosti lepenej dosky v ťahu v rovine podlahového kotúča: 1 - dosky; 2 - priečniky; 3 - stĺpce; 4 - spevňujúce spoje

Kde N s = A s σ s je sila v lepenej výstuži; N sup = A sup σ sup f tr je sila na prekonanie trenia na plošinách, kde dosky spočívajú na nosných konštrukciách: tu A sup a σ sup sú oblasť podpory a nosný tlak dosky na priečnik; f tr je koeficient trenia dosky o nosnú konštrukciu; - deformácia lepenej výstuže; Δ Z - deformácie zapustenej časti, určené podľa odporúčaní [27]. Trecia tuhosť dosky s dutým jadrom sa odporúča určiť pri šmykových deformáciách rovných ε sd = 100 × 10-5. Podľa [4, 14] sa hodnota poddajnosti trenia viacdutinovej dosky voči priečke pohybuje v rozmedzí 1/ C tr = (0,3÷6) × 10 -6 m 2 /kN. 3.3.5. V stropoch z rebrovaných dosiek pri vodorovnom zaťažení stropu podperný spoj vníma vo svojej rovine šmykovú silu, ohyb a krútenie (obr. 19). Celkové lineárne posuny na rozhraní sú vo všeobecnom prípade súčtom deformácií betónu nosnej konštrukcie (Δ B), vložených častí priečnika (Δ XR) a rebra (Δ XP) dosky, v uvedenom poradí, a deformácie (Δ SV) spoja pozdĺž zvaru

ΔXZi = AB + ΔXR + ΔXP + ΔXV. (štrnásť)

3.3.6. Podporné rozhranie rebrovanej dosky sa odporúča znázorniť priečnikom vo forme tyče, ktorej prierez a dĺžka je určená z podmienky rovnosti lineárnych a uhlových deformácií. Tuhosť spojovacieho prvku v ťahu a tlaku v tomto prípade bude napísaná

Kde N X je horizontálna spojovacia sila pozdĺž osi X. Posuny vložených častí sa určujú podľa odporúčaní [27, 40]. Podľa experimentálnych údajov sa tuhosť štandardných zapustených dielov pri pôsobení šmykových síl pohybuje v rozmedzí - (1÷12) × 10 4 kN/m.

Ryža. 19. Fragment spojenia rebrovaného plechu s priečnikom (a) a návrhová schéma zapojenia (b)

3.3.7. Pri monolitických spojoch bude tuhosť spojenia rebra dosky s pásnicou priečnika (pozri obr. 10) pri namáhaniach stláčajúcich betónový spoj:

(16)

Kde je E in, A Bred and a c - modul pružnosti betónu, plocha a hrúbka monolitického švu, resp. Pri pôsobení horizontálnej sily naťahujúcej betónový spoj je tuhosť spoja určená závislosťou (15). 3.3.8. Tuhosť kĺbov v ohybe referenčný odkaz v jej rovine sa určí z pomeru efektívneho ohybového momentu (M Z) a celkových uhlových deformácií v podpernej zóne (obr. 19) podľa vzorca

kde Mz je krútiaci moment pôsobiaci v rovine podlahy v mieste, kde doska dosadá na priečku vo vodorovnej rovine, keď sa platňa otáča vzhľadom na priečku; φ R a f P - uhly natočenia vložených častí priečnika a okraja dosky; φ SV - uhol natočenia v dôsledku deformácií zvaru. Napríklad pre vložené časti zobrazené na obr. 20 hodnotu koeficientu uhlovej tuhosti na počiatočná fáza sa mení v rámci C φ = (2,5-6) ​​× 104 kNm. S výskytom nepružných deformácií sa koeficient uhlovej tuhosti znížil viac ako dvakrát a rozsah zmeny bol С φ = (1,1-2) × 10 4 kNm.

Ryža. 20. Schéma skúšania vloženého dielu (a) a experimentálne závislosti posunu vloženého dielu od šmykovej sily (b) podľa skúšobných údajov [11] Obr.

3.3.9. Výška a šírka úseku spojenia X a Y pri pevnej dĺžke L sa určí z podmienky rovnosti lineárnych a uhlových deformácií zo sústavy rovníc 3.3.11. Pre tyče, ktoré vnímajú tlakové sily a rotáciu s monolitickými koncovými zvarmi, sa parametre prierezu určujú zo sústavy rovníc (20) s prihliadnutím na zmenu koeficientu uhlovej tuhosti v dôsledku výsledného odporu proti otáčaniu koncového zvaru. Za predpokladu, že stred otáčania na podpere je mierne posunutý, koeficient uhlovej tuhosti pre monolitické švy je určený vzorcom

(20)

Kde b r je šírka okraja dosky. Rozmery úseku väzby, berúc do úvahy výrazy (19) a (20), sú určené vzorcami

3.3.12. V spojoch rebrovaných dosiek medzi sebou privarením obloženia k vloženým častiam (obr. 21, a) vzniká pozdĺžna (vzhľadom na rozpätie dosky) sila a ohybový moment. Posun dosiek v ich rovine voči sebe bude súčtom šmykových deformácií vloženej časti a jej rotácie

Δ ZSV = Δ ZP + φ ZSV b Z , (22)

Kde Δ ZP - posun vloženej časti pozdĺž okrajov dosky; φ ZSV - uhol natočenia vloženej časti; b z - vzdialenosť medzi vloženými časťami dosiek. Nahradením hodnôt zložiek posunutia získame výraz pre vzájomné posunutie dosiek v tvare

kde Q je šmyková sila medzi doskami na jednu vsadenú časť; C ZP , C φ Z - koeficienty lineárnej a uhlovej tuhosti zapustenej časti

Ryža. Obr. 21. Fragment spojovacích dosiek pozdĺž pozdĺžneho švu privarením presahov na vložené časti (a) a návrhová schéma zapojenia (b) Obr.

3.3.13. Ohybová tuhosť spojovacích prvkov medzi doskami sa určuje podľa schémy tyče s elasticky poddajnými štipkami podľa vzorca E, F a l- modul pružnosti, plocha prierezu a dĺžka kovového spoja. 3.4.2. Tuhosť priliehania vzpery k základu alebo k stĺpu cez vloženú časť závisí od uhla sklonu trhacej sily a konštrukcie osadenej časti (pozri obr. 12, b). Pre portálové väzníky bol priemerný koeficient tuhosti C = 1,42 × 10 6 kN/m, pre trojuholníkové väzníky - C = 1,9 × 10 6 kN/m. 3.4.3. Tuhosť zovretia pri uhlových deformáciách pre väzníky s bočnými doskami (pozri obr. 12, a) je výrazne vyššia ako tuhosť v ohybe väzieb pre stĺpový raster 6 m alebo viac. Na základe toho sa v schéme návrhu spojovacieho panelu odporúča, aby sa spoje kovovej mriežky so železobetónovými stĺpmi považovali za pevne zovreté z rotácie. Koeficient uhlovej tuhosti sa podľa experimentálnych údajov v podmienene elastickom štádiu deformácie pohyboval v rozmedzí C = (0,05 ÷ 0,36) × 10 6 kNm/rad, v elasticko-plastickom štádiu - C = (0,05 ÷ 0,08) × 10 6 kNm/rad.

4. TVORBA VÝPOČTOVÝCH MODELOV NOSNÉHO SYSTÉMU STAVEBNÉHO RÁMU

4.1 Všeobecné ustanovenia

4.1.1. Priestorový nosný systém rámu sa odporúča rozdeliť na ploché nosné podsystémy - pozdĺžne a priečne rámy, výstužné membrány a podlahové kotúče (obr. 22, a) 4.1.2. Podľa spôsobu vnímania vodorovných zaťažení sa rámy delia na rámové, lepené a kombinované. Priestorová tuhosť rámu rámu (obr. 22, b) je zabezpečená pevnými (rámovými) spojmi stĺpov (stĺpov) a stropov. Vo vystuženom ráme (obr. 22, c) sa predpokladá, že spojenie stĺpov a podláh je kĺbové a priestorová tuhosť je zabezpečená zvislými oporami - vystuženými panelmi, membránami a výstužnými jadrami. V kombinovaných rámoch je tuhosť v jednom smere zabezpečená zvislými oporami, v druhom smere tuhým spojením stĺpov s priečkami, t.j. sú tu rámové aj kĺbové spoje stĺpov so stropmi.

Ryža. 22. Schéma priestorového rámu (a) a ploché priečne konštrukčné schémy pre rámové (b) a väzné (c) rámy

4.2. Metódy na zohľadnenie poddajnosti uzlových párov

4.2.1. Výpočet pružných staticky neurčitých konštrukcií sa vykonáva buď silovou metódou, alebo metódou posunu. Pre konštrukcie s nízkou statickou neistotou sa odporúča silová metóda. Metóda posunutia má výhody pri riešení systémov s veľkou statickou neurčitosťou, ale s malým počtom uzlových bodov. 4.2.2. Pri silovej metóde sa vo všeobecnom prípade berie do úvahy poddajnosť uzlov sčítaním posunov spôsobených deformáciami tyčí a poddajnosti spojov. Pri vytváraní hlavného systému sú vyradené zbytočné spojenia v poddajných uzloch, ktoré obmedzujú lineárne alebo uhlové deformácie v závislosti od požadovaného parametra. V systéme kanonických rovníc nie sú posuny vo vyradených väzbách nastavené na nulu, ale sú brané ako rovné súčinu poddajnosti štipky a reakcie podpory [4]. Pre najjednoduchšiu staticky neurčitú konštrukciu znázornenú na obr. 23, systém kanonických rovníc, berúc do úvahy súlad podpier počas rotácie, bude vyzerať takto:

Ryža. Obr. 23. Konštrukčná schéma tyče s pevne upnutými koncami (a) a konštrukčná schéma tyče s podperami, ktoré sú pri otáčaní elasticky poddajné (b) Obr.

Tu 4.2.3. Výpočet štruktúr s poddajnými uzlami metódou posunu sa vykonáva rovnakým spôsobom ako s pevnými alebo kĺbovými uzlami. Pri výpočte sa berie do úvahy súlad uzlov a podpier podporné reakcie superponované spojenia, ktoré možno určiť napríklad zo sústavy rovníc (25). Tabuľky so vzorcami na výpočet reakcií v superponovaných väzbách z jednoduchých lineárnych alebo uhlových posunov elasticky poddajných podpier sú uvedené v [4]. 4.2.4. Aby sa zohľadnila zhoda rozhraní v schéme návrhu MKP, skutočné spoje medzi prefabrikovanými konštrukciami by mali byť prezentované vo forme poddajných FE, ktorých geometrické parametre a parametre tuhosti maximálne zodpovedajú charakteristikám skutočných spojov v rôznych fázach montáže a zaťažením nosného systému budovy (obr. 22). Ako také prvky môžete použiť typické tyčové a ploché FE, ako aj špeciálne prvky dostupné v aplikovanom aplikačnom programe. 4.2.5. Geometrické rozmery k.e. spoje by sa mali, ak je to možné, priradiť k rozmerom skutočných zvarov a mechanické charakteristiky by sa mali nastaviť tak, aby ich uhlové a lineárne posuny od zodpovedajúcich jednotkových zaťažení boli rovnaké ako súlad skutočných zvarov. 4.2.6. Pre spoje stĺpov medzi sebou sa dĺžka prvkov môže rovnať konštrukčnej dĺžke spojov l fe = l jt konjugácie sú zvyčajne poddajnejšie ako susedné prvky, ďalej sú kvôli prehľadnosti znázornené ako pružiny (obr. 24, a). 4.2.7. Pre spoje priečnikov so stĺpmi (obr. 24, b), ako aj železobetónové prvky prefabrikovaných diafragmov, aby sa zachovala geometria systému, je potrebné zaviesť tuhé prvky (vložky) s dĺžkou rovnajúcou sa

Dĺžka spojovacej zóny, ktorá má zvýšenú deformovateľnosť, môže byť rôzna v závislosti od jej konštrukčného riešenia. Výpočty ukázali, že dĺžka konečného prvku simulujúceho poddajný spoj by nemala byť väčšia ako 1/6H, kde H je výška prierezu priečky.

Ryža. 24. Výpočtová schéma rozhraní prefabrikovaných železobetónových prvkov pre výpočet podľa MKP: a) spoje stĺpov; b) spojenie priečky so stĺpom

4.2.8. Charakteristiky zhody napr. u nodálnych kamarátov sa odporúča odobrať zo stavu

kde C φ fe a C φjt sú koeficienty tuhosti pre náhradný konečný prvok a šev (spoj priečnika so stĺpom). 4.2.8. Berúc do úvahy, že šmykové deformácie v tyčových prvkoch vo všeobecnosti, a najmä v krátkych úsekoch zvaru, prakticky neovplyvňujú pohyb konštrukcie pri priraďovaní deformačných charakteristík napr. švy, stačí nastaviť tri nezávislé veličiny. Toto sú charakteristiky spoločnej poddajnosti pri pôsobení momentov v dvoch rovinách a pri pôsobení normálovej sily. 4.2.9. Ak ako c.e. švy, používajú sa špeciálne tyčové prvky, potom sa ich deformačné charakteristiky nastavujú najčastejšie priamo, ako veličiny charakterizujúce posuny od jednej sily (poddajnosť) alebo sily od jedného premiestnenia (tuhosť). Pri použití štandardných tyčí t.j. by sa mali brať s pravouhlým prierezom. V tomto prípade sa pri nastavovaní počiatočných údajov používajú tri nezávislé parametre: výška (h) a šírka (b) prierezu a modul pružnosti (E), ktoré postačujú na popis požadovaných charakteristík zvarov. Tieto parametre možno určiť pomocou známych závislostí vyjadrenia axiálnej a ohybovej tuhosti pre pravouhlý rez cez lineárnu a uhlovú poddajnosť v tvare 2, pričom každý uzol považujeme za zbierku jednotlivé prvky. Zároveň sa odporúča prijať určité zjednodušenia založené na analýze možného napäťovo-deformačného stavu každej skupiny podobných uzlov a jeho vplyvu na činnosť nosného systému. 4.2.10. Pre križovatky priečnikov so stĺpmi má hlavný vplyv na činnosť nosného systému rámovej budovy poddajnosť uzlov pri pôsobení ohybových momentov v rovine rámu. Deformovateľnosť takýchto uzlov, keď na ne pôsobia momenty z roviny, ovplyvňuje činnosť plochých rámov v menšej miere. V súlade s tým môžu byť výrazy (28) zjednodušené. Potom, za prítomnosti experimentálnych údajov o hodnotách zodpovedajúcich poddajností, možno určiť tuhosť spojov ako pre plný železobetónový profil so zníženou hodnotou modulu pružnosti. To umožní opísať c.e. spáruje pomocou štandardných prvkov, vezme ich prierezy rovnaké ako v priečnikoch a priradí znížené hodnoty modulov pružnosti na základe hodnôt poddajnosti skutočných spojov, keď sú ohnuté v zodpovedajúcej rovine podľa vzorec kde I je moment zotrvačnosti prijatého úseku k.e. šev. 4.2.11 V uzlových konjugáciách prefabrikovaných betónových prvkov, v ktorých deformovateľnosť v šmyku a ťahu a tlaku v rovine má najväčší vplyv na stav napätia a deformácie a odolnosť každej konjugácie voči momentu v tejto rovine a mimo rovina je prakticky blízka nule, odporúča sa modelovať konjugáciu s tyčou, pevne upnutou na jednom konci s pántom na druhom. Štandardné softvérové ​​systémy poskytujú špeciálne FE, ktoré vám umožňujú nezávisle nastaviť charakteristiky tuhosti v ťahu, tlaku a šmyku.

4.3. Viacpodlažné rámové rámy

4.3.1. Plochá konštrukčná schéma viacpodlažných vystužených rámov je kombinovaná konštrukcia pozostávajúca z rámovej časti a výstužného prvku - výstužnej membrány (obr. 22, c). V konštrukčnej schéme sa spoje priečok a dosiek so stĺpmi pri výpočte zvislého zaťaženia v mnohých konštrukčných riešeniach odporúčajú považovať za kĺbové. Pôsobením vodorovného zaťaženia v dôsledku návrhových faktorov opísaných v časti 2 dochádza k čiastočnému zadržaniu, ktoré obmedzuje otáčanie stĺpov voči prvkom prefabrikovanej podlahy v pozdĺžnom a priečnom smere. Vzhľad odolnosti voči vzájomnej rotácii prvkov v spojovacích uzloch zvyšuje tuhosť pozdĺžnych a priečnych rámov, čím sa uvoľňujú väzby a membrány tuhosti. Započítanie čiastočného zovretia sa môže vykonať zavedením dodatočných ohybových momentov do kĺbových spojov priečnika so stĺpom, ako je znázornené na obr. 25, a, alebo zavedením prvku do zostavy s nižšou tuhosťou v porovnaní s tuhosťou priečnika (obr. 25, b).

Ryža. 25. Dizajnové schémy rámy kravatového rámu, berúc do úvahy čiastočné zovretie stĺpov v podlahe: a - zavedenie dodatočných oporných momentov do kĺbových spojov priečnika so stĺpom; b - úvod do konštrukčnej schémy úseku priečnika so zníženou tuhosťou

4.3.2. Charakteristikou čiastočného zovretia je hodnota poddajnosti konjugácie (prevrátená hodnota koeficientu uhlovej tuhosti). Zmeny pružnosti spojenia priečnika so stĺpom rámu väzníka v dôsledku prejavu nelinearity sú nevýznamné a v praktických výpočtoch je možné koeficient uhlovej tuhosti prechodu považovať za konštantu. 4.3.3. Sily v prvkoch rámových klietok sa výrazne menia v dôsledku zmeny pomeru tuhosti prvkov rámu v procese zaťažovania (prevádzky). Tuhosť rozhrania rámu v procese zvyšovania ohybového momentu klesá v dôsledku prejavu nepružných deformácií v ťahovej výstuži, v betóne a uložených častiach stlačenej zóny nosného profilu (pozri bod 2). V tomto ohľade by sa pri výpočte zvislých zaťažení malo brať do úvahy premenlivá zhoda spojenia priečky so stĺpom. 4.3.4. Hlavná časť síl na rozhraní rámu vzniká zvislým zaťažením a v ťahovej výstuži sú dovolené napätia zodpovedajúce medze klzu. V dôsledku toho sa hromadia zvyškové deformácie a pri pôsobení striedavého horizontálneho zaťaženia dochádza k väčšej deformovateľnosti rozhrania priečka-stĺp v porovnaní s tuhým upnutím. Na základe toho by pri výpočte pre horizontálne zaťaženia mala byť zhoda uzlových spojení podlahy so stĺpom určená maximálnymi silami z vertikálnych zaťažení.

4.4. Účtovanie nelineárnej deformácie tyčových prvkov

4.4.1. Fyzikálnu nelinearitu deformácie prútových prvkov v elastických výpočtových metódach sa odporúča vykonávať na základe iterácií so súčasnou zmenou geometrie prierezu v dôsledku tvorby trhlín a znížením modulu deformácie betónu a výstuže v r. v súlade s ich diagramami deformácií vrátane klesajúcich častí 4.4.2. Konštruktívnu nelineárnosť deformácie uzlových spojov sa odporúča vziať do úvahy inštaláciou jednosmerných väzieb alebo zavedením rôznej tuhosti spojov v závislosti od smeru deformácie. 4.4.3. Pri výpočte rámov metódou konečných prvkov je vhodné brať do úvahy nelineárnosť deformácie pomocou premenlivého modulu pružnosti s konštantnou geometriou prierezov na základe diagramov, kde C φ0 je počiatočný koeficient tuhosti spoja; C φK a φ R - koeficient tuhosti kĺbu a uhol natočenia kĺbu v štádiu medznej únosnosti. 4.4.5. Presné určenie ohybovej tuhosti železobetónových tyčových prvkov je založené na rozdelení pozdĺžnych deformácií prvku podľa hypotézy plošných rezov a stanovení napätí pomocou aproximačných diagramov výstuže a betónu. V železobetónovom ohybovom prvku sa nerovnomernosť deformácií pozdĺž prvku počas ohýbania zohľadňuje koeficientmi ψ S a ψ B pre výstuž a betón.

4.5. Podlahový kotúč vyrobený z prefabrikovaných prvkov

4.5.1. Výpočtové schémy prefabrikovaných nosníkových kotúčov podláh na výpočet horizontálnych zaťažení, ktorých fragmenty sú znázornené na obr. 6, 7, závisia najmä od takých faktorov, ako je typ podlahovej dosky, návrh pozdĺžnych spojov a podperné podmienky [15, 16, 17, 19, 29-31] 4.5.2. Ku koncentrácii deformácií dochádza v zónach styku prefabrikovaných konštrukcií, na základe toho sa odporúča výpočtový model podlahovej bunky prezentovať vo forme (obr. 26) plošných (1) a tyčových (2) prvkov. spojené deformovateľnými väzbami (3). Účtovanie práce podlahy z jej roviny sa vykonáva pomocou dosiek a väzieb ako priestorových prvkov vo výpočtovom modeli. 4.5.3. Rovinné prvky (1) simulujú prácu dosky v horizontálnej rovine a vo výpočtovom modeli sú reprezentované konečnými prvkami typu „doska“ alebo „škrupina“. Tuhosť dosky v jej rovine je mnohonásobne vyššia ako tuhosť väzieb. Hlavnými parametrami prvkov (1) sú geometria v pôdoryse a priradenie redukovanej hrúbky, aby sa zohľadnila práca dosky pri ohybe a krútení.

Ryža. 26. Výpočtový model podlahovej bunky (a) a schéma jej formovania v jej rovine pri absencii (b) a prítomnosti (c) výplne pozdĺžnych švov Obr.

4.5.4. Charakteristiky tuhosti spojov (3) závisia od smeru deformácie, ktorý je možné stanoviť na základe analýzy kinematickej schémy pohybu prefabrikovaných prvkov disku. Vo všeobecnom prípade môžu existovať dve hraničné schémy: prvá schéma (obr. 26, b) sa vyskytuje pri absencii plnenia pozdĺžnych spojov, potom horizontálne zaťaženia vedú k nezávislému paralelnému otáčaniu a posunutiu dosiek; druhá schéma (obr. 26, c) - s úplnými monolitickými švami sa bunka prekrytia alebo dosky spojené švom pohybujú ako jedna doska. Odporúčania na určenie zhody prepojení sú uvedené v kapitole 2. 4.5.5. Ako súčasť podlahového disku teplotného bloku budovy budú prevádzkové podmienky podlahovej bunky závisieť od veľkosti mriežky stĺpov a jej umiestnenia v pláne budovy: bunka krajného radu stĺpov; bunka stredného riadku; bunka priliehajúca priamo k výstužnej membráne alebo schodisku. To zase určuje počet superponovaných väzieb medzi bunkami. 4.5.6. Pri použití pevných homogénnych dosiek ako konštrukčných modelov prefabrikovaných podlahových kotúčov sa odporúča zohľadniť poddajnosť väzieb znížením modulu pružnosti materiálu podlahy o hodnotu koeficientu K e, ktorý je určený výrazom

kde f G a f P - priehyby stropu v horizontálnej rovine podľa vzoru ako plná doska a podľa vzoru doska-tyč, resp.

5. PRÍKLADY VÝPOČTU

V tejto časti sú uvedené príklady stanovenia ťažnosti spojov typických železobetónových konštrukcií, s ktorými sa často stretávame v projekčnej praxi. Uvádzajú sa príklady výpočtu plochého priečneho rámu vystuženého rámu a fragmentu podlahového disku z dutých dosiek na pôsobenie jednotlivých horizontálnych zaťažení. Charakteristiky zhody vložených častí sú prevzaté z experimentálnych údajov NIIZhB a OAO TsNIIPromzdaniy. Príklad 1. Určite lineárnu poddajnosť zvislého spoja stĺpov znázornených na obr. 27. Východiskové údaje: rez stĺpmi 40 × 40 cm; ťažký betón triedy B20 s počiatočným modulom deformácie E b = 24000 MPa; pozdĺžna výstuž z ocele triedy AIII 4 Æ 28 - A s \u003d 24,63 cm 2, E s \u003d 200000 MPa; koeficient v = 0,45. Redukčný faktor je

Spoločná zhoda sa rovná

Ryža. 27. Príklad zvislého stĺpového spoja

Príklad 2 Určte súčiniteľ uhlovej tuhosti spojenia priečnika so stĺpikom rámu väzníka s hornou doskou, znázorneného na obr. 3, a. Počiatočné údaje: plocha prierezu obloženia A N = 6 cm2; modul pružnosti E n \u003d 2,1 × 10 4 kN / cm 2, tuhosť nosnej zapustenej časti v šmyku GZ \u003d 2,5 × 10 3 kN / cm, pracovná výška časti spoja h 0 \u003d 27 c m. sila v priečniku od vodorovného zaťaženia vetrom N = 23 k H . Limitný ohybový moment vnímaný kĺbovým úsekom

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

Koeficient uhlovej tuhosti rozhrania Vplyv pozdĺžnej sily na tuhosť rozhrania bude určený za predpokladu, že sila pôsobí na úrovni nosnej vsadenej časti (e = 0). Potom Príklad 3 Určte súčiniteľ uhlovej tuhosti monolitickej križovatky priečnika so stĺpikom rámu väzníka bez vrchnej dosky znázornenej na obr. 3, b, pôsobením spätného momentu. Počiatočné údaje: pracovná výška, šírka a hrúbka spojovacej časti h 0 \u003d 30 cm, b \u003d 30 cm, d \u003d 2 cm m; trieda B12,5 škárový betón s modulom pružnosti E B = 2100 kN / cm 2, tuhosť nosnej zapustenej časti v šmyku GZ = 2,5 × 10 3 kN / cm hypotézy rovinných rezov vyjadrením Príklad 4 Určte koeficient uhlovej tuhosti rozhrania rámu priečnika so stĺpom, znázorneného na obr. 4, b v počiatočnom štádiu a pri pôsobení návrhových zaťažení. Rozpätie priečnika sa predpokladá na 6 m. Vrchná napínaná výstuž je vyrobená z 3 Æ 36 A III. Modul pružnosti výstuže E S \u003d 2,1 × l 0 5 MPa, A s \u003d 30,54 cm2. Spojenie bolo uskutočnené zváraním nosnej zapustenej časti, kúpeľovým zváraním vývodov hornej výstuže a zváraním prídavných spojovacích plechov na bokoch konzoly z oceľového plechu s prierezom 100 × 10 mm. Tuhosť nosnej zapustenej časti v šmyku sa predpokladá G Z = 2 × 10 5 kN/cm Uvažujme fázu inštalácie pri absencii monolitického betónu. V súlade s obr. 4, b v stlačenej zóne pri zvislom zaťažení pôsobí zvarový spoj pozdĺž nosnej zapustenej časti a obloženia z oceľového plechu odpor rovný koeficientu tuhosti spoja v počiatočnom štádiu s vypočítanou voľnou dĺžkou ťahovej výstuže. l jt, S = 17 c Keď sú spoje monolitické, tuhosť stlačenej zóny sa zvýši a ich zohľadnenie výrazne neovplyvní zníženie koeficientu uhlovej tuhosti. Príklad 5. Určte, o koľko sa zvýšia momenty rozpätia v nosníku s vyhovujúcim zovretím (pozri obr. 23) v porovnaní s nosníkom s pevne zovretými podperami. Počiatočné údaje: rozpätie priečnika l = 6 m, vyrobené z betónu triedy B30, Е B = 3250 kN/cm 2 ; moment zotrvačnosti prierezu priečnika J = 294652,7 cm 4. Akceptujeme koeficienty uhlovej tuhosti z príkladu 4 С φ 0 = 4,7 × 10 7 k H cm a С φ ui = 2,9 × 10 7 kNcm Vypočítame parametre pre sústavu rovníc (25)

Ohybový moment na podpere Momentový pomer bude Zníženie podporných momentov v pružnom štádiu je teda len 7 %. Pri poklese koeficientu uhlovej tuhosti spojov na hodnotu С M = 2,9 × 10 7 kNcm a ohybovej tuhosti v dôsledku vzniku a otvárania trhlín môže pokles podperného momentu dosiahnuť 34 %. Príklad 6 Určte, ako sa zmenia priehyby trojpodlažného dvojpoľového rámu (obr. 28, a) od vodorovného zaťaženia, berúc do úvahy výskyt jednostranného vyhovujúceho zovretia v miestach spojenia priečnika so stĺpom. Hodnota koeficientu uhlovej tuhosti sa rovná С m = 0,2 × 10 7 kN/cm. Východiskové údaje: stĺpy s prierezom 40 × 40 z betónu triedy B20 (E B = 2700 kN / cm 2) vystužené 4 Æ 22 AIII (A s = l 5,2 cm); štandardné priečniky vysoké 45 cm z betónu triedy B25 (E B = 3000 kN / cm 2), vystužené predpätou výstužou 4 Æ 20 AIV (E s = 19000 kN / cm 2). Uzlové rozhrania sú vyhotovené podľa obr. 3, a. Rám je vypočítaný metódou konečných prvkov pomocou softvérového balíka Lira Windows. Pozdĺžna výstuž v rezoch prvkov sa zohľadňuje zmenou modulu pružnosti betónu pomocou koeficientu

Moduly pružnosti stĺpika a priečky budú E redK = 2700 × 1,14 = 3078 kN / cm 2; E redR \u003d 3000 × 1,117 \u003d 3351 kN / cm2. Keďže úlohou je určiť mieru vplyvu čiastočného zovretia na priehyby rámu, počítame pre jednotlivé horizontálne zaťaženia. Rozdelenie rámu na konečné prvky sa vykonáva takto: dĺžka prvkov priečnika sa rovná výške, t.j. l ​​r = 45 cm; dĺžka prvku simulujúceho poddajné zovretie sa rovná l jt = 0,1 h = 4,5 cm; dĺžka konečných prvkov stĺpika zodpovedá výške podlahy. Znížený modul pružnosti prvku rozhrania je určený vzorcom (29)

Výsledky výpočtu sú prezentované vo forme grafu na obr. 28, b, kde čiara (1) zodpovedá priehybom pre všetky kĺbové spojenia priečnika so stĺpom a čiara (2) priehybom, berúc do úvahy čiastočné jednostranné zovretie stĺpov v križovatkách. Pokles priehybov od horizontálneho zaťaženia bol 70 %. Zároveň sa o polovicu znížili ohybové momenty v úrovni zvieracích stĺpov v základoch. Príklad 7. Odhadnite tuhosť fragmentu podlahy z typických dutých dosiek v jeho rovine pri pôsobení vodorovného zaťaženia. Fragment prekrytia znázornený na obr. 29, a, pozostáva z dvoch buniek po piatich doskách. Vzdialenosť medzi stĺpmi je 6 m. Dosky spočívajú na železobetónových priečkach. Články sú spojené spojovacími tvarovkami Æ 18 A III pozdĺž vonkajších dosiek s dištančnými vložkami. Dosky sú vyrobené z betónu triedy B20, charakteristiky priečnikov sú prevzaté z príkladu 6. Výpočet sa vykonáva metódou konečných prvkov pomocou softvérového balíka Lira Windows.

Ryža. 29. Fragment prefabrikovanej podlahy z dutinových dosiek (a), výpočtový model podlahy pri absencii monolitického betónu vo spojoch (b) a s monolitickými pozdĺžnymi spojmi (c) Obr.

Je potrebné zvážiť dve schémy prevádzky fragmentu podlahy: bez zohľadnenia pozdĺžnych medzidoskových spojov, t.j. vo fáze inštalácie a pri zohľadnení monolitických švov. Akceptujeme, že priečky prekrývajúceho sa fragmentu pozdĺž okrajov spočívajú na podperách, ktoré nie sú posunuté v horizontálnej rovine. Horizontálne jednotlivé zaťaženie pôsobí pozdĺž línie stredného priečnika (obr. 29, b). Výpočtový model fragmentu podlahy pre etapu inštalácie je znázornený na obr. 29, b, na ktorých dosky modelujú prefabrikované podlahové dosky, tyčové prvky - priečniky, poddajné spojenia - interakcia medzi doskami a priečnikmi. Kvôli maličkosti zanedbávame interakciu medzi doskami pozdĺž pozdĺžnych švov v štádiu inštalácie. Aby sa vylúčil posun dosiek v smere priečnikov, zavedieme na konci každej dosky ďalší diagonálny prvok spájajúci dosku a priečnik (obr. 29, b). Tuhosť prídavných tyčí je zámerne nastavená na veľkú. Poddajné väzby teda fungujú prakticky len v ťahu-stlačení. Dĺžka poddajných väzieb sa rovná 17 cm. Podľa údajov [2] sa poddajnosť na jednotku dĺžky pozdĺž nosných plošín v dôsledku síl trenia a adhézie rovná 1/ C f = 5,56 × 102 cm2/kN. Interakciu pozdĺž nosných plošín modelujeme vo forme 2 tyčí (výstuž triedy A III), ktorých prierezová plocha sa pri zohľadnení šírky dosky 1,5 m rovná

Pre dosky a rozpery, berúc do úvahy interakciu pozdĺž nosných plošín vo výpočtovom modeli, berieme priemer tyčí na 2,2 cm. Charakteristiky prvkov modelu sú uvedené v tabuľke 1.

stôl 1

Názov prvku

Tvar sekcie

Výška (priemer), cm

Šírka, cm

Kontrolný modul, ×103 kN/cm?

Diagonálne pripojenie na podperách

Námestie Býka

Komunikačná armara

Kruh Kruh

Komunikácia na referenčných platformách

Koncový šev v kompresii

Pozdĺžny šev

Výsledky výpočtu sú uvedené v tabuľke 2, kde sú uvedené hodnoty posunov strednej priečky a sily v najviac napnutej väznej výstuži.

tabuľka 2

Výsledky výpočtu ukazujú, že podlahový kotúč má značnú deformovateľnosť v štádiu inštalácie. Najväčší vplyv na tuhosť kotúča má stav pozdĺžnych švov. Vďaka ich vysokokvalitným monolitickým horizontálnym posunom je možné znížiť 5-krát.

BIBLIOGRAFIA

1. Alexandrov A.V., Shaposhnikov N.N. Výpočtový model viacpodlažnej budovy založený na metóde konečných prvkov a niektoré výsledky jej aplikácie. Správa na medzinárodnom sympóziu „Poschodové budovy“. - M., 1972. - S.51-58. 2. Baikov V.Ya., Frolov A.K. Analýza deformovateľnosti uzlového spojenia priečnikov so stĺpmi. - Betón a železobetón, č. 2, 1978. - S.26-28. 3. Bondarenko V.M., Bondarenko SV. Inžinierske metódy nelineárnej teórie železobetónu. - M.: Stroyizdat, 1982. - 287s. 4. Vasiľkov B.S., Volodin N.M. Výpočet prefabrikovaných konštrukcií budov s prihliadnutím na flexibilitu spojov. M.: Stroyizdat, 1985. - 144s. 5. Granev V.V., Kodysh E.N., Trekin N.N. Priestorová práca rámových systémov, berúc do úvahy skutočnú tuhosť uzlových väzieb. Správa na 1. celoruskej konferencii "Betón na prelome tretieho tisícročia", kniha 2. - Moskva, 2001. - S.512-517. 6. Granev VV, Kodysh E.N., Trekin N.N. Vytvorenie priestorového diskrétneho modelu rámu viacpodlažnej budovy. - Priestorové stavby v novej výstavbe a pri rekonštrukciách budov a stavieb. Abstrakty medzinárodného kongresu MK P K -98. - Moskva, Rusko, zväzok III, 1998. - S.57. 7. Drozdov P.F. Návrh a výpočet nosných systémov viacpodlažných budov. Vydanie 2. prepracované. a dodatočné - M.: Stroyizdat, 1977. - 223s. 8. Dykhovichny Yu.A., Maksimenko V.A. Prefabrikovaný železobetónový unifikovaný rám. - M., Stroyizdat, 1985.-295. 9. Ivašenko Yu.A. Zohľadnenie nepružnej poddajnosti uzlov rámových systémov. - V knihe: Výskum betónu a železobetónu. - Čeľabinsk: ChPI, č. 193, 1977. 10. Karabanov B.V., Dovgalyuk V.I. Spoje rámovo-panelových konštrukcií verejných budov // Obzorn. inf. / Vydanie. 1. - TSNTI, 1984. - 52 s. 11. Katin N.I., Shitikov B.A. Vložené diely do stĺpikov na upevnenie oceľových spojok. - Zborník / NIIZhB. M., 1974 vydanie 1. 12. Kashcheev G.V., Kolchina O.N. Štúdia práce železobetónových vystužených rámov s vylepšenými typmi uzlov. - V knihe: Stavebné konštrukcie. Stavebná fyzika. Problém. 2. - M.: TsINIS, 1979. 13. Klevcov V.A., Korevitskaja M.G., Iozaitis I.B., Ukyalis G.S. Tuhosť povlakového kotúča jednoposchodových priemyselných budov pod vplyvom horizontálneho zaťaženia. Projektovanie stavieb priemyselných podnikov. Referenčné informácie. Séria 3, č. 5, 1971. 14. Kodysh E.N., Mamin A.N., Trekin N.N. Experimentálne štúdie práce lepených dosiek. - So. vedecké práce" Súčasné problémy a perspektívy rozvoja železničnej dopravy“. - RGOTUPS, Moskva, 1999 - S.56-59. 15. Kodysh E.N., Trekin N.N., Kustikov O.V. Interakcia dutých dosiek s rôzna forma bočné čapy. - Moderné problémy skvalitnenia práce železničnej dopravy. Medziuniverzitný zborník vedeckých prác. - Moskva, RGOTUPS, 1998. - S.77-78. 16. Kodysh E.N., Trekin N.N. Doskový-tyčový model podlahovej bunky na výpočet horizontálnych zaťažení. - Materiály XXX celoruskej vedeckej a technickej konferencie "Aktuálne problémy moderného stavebníctva". - Penza, PGASA, 1999. - S.56-57. 17. Kodysh E.N., Trekin N.N. Prefabrikované podlahy z viacdutinových dosiek. - Materiály regionálnej vedecko-praktickej konferencie Transib-99. - Novosibirsk, 1999 - S.484-487. 18. Kodysh E.N., Yankilevich L.M. Výpočet spojovacích rámov viacpodlažných budov v štádiu inštalácie. - Železobetónové konštrukcie priemyselných budov. - M.: TsNIIpromzdaniy, 1989. -S.179-191. 19. Kodysh E.N., Yankilevich L.M. Práca podlahového disku v horizontálnej rovine vo fáze inštalácie. Zlepšenie konštrukčných riešení pre viacpodlažné budovy. So. vedecké práce Ústredného výskumného ústavu priemyselných stavieb. - Moskva, TsNIIpromzdaniy, 1992. - S.4-17. 20. Lemysh L.L., Laguticheva G.D. Hranice prerozdelenia síl pri výpočte pevnosti rámu železobetónové rámy viacposchodové budovy. - So. Viacpodlažné konštrukcie priemyselné budovy . - M.: TsNIIpromzdaniy, 1988. 21. Lemysh L.L., Margulis O.V. Výpočet rámových rámov s prihliadnutím na fyzickú a geometrickú nelinearitu, súlad uzlov rozhrania prefabrikovaných prvkov a základne. - Efektívne konštrukčné riešenia pre železobetónové prvky viacpodlažných priemyselných budov. So. vedecké práce Ústredného výskumného ústavu priemyselných stavieb. - Moskva, 1991. - S. 151-168. 22. Matkov N.G. Spoje železobetónových prvkov rámov viacpodlažných budov // Prehľad. - M.: VNIIPS, 1982 - 95 s. 23. Nikitin I.K. Kostry viacpodlažných budov s kĺbovými a pevnými uzlami // Konštrukcie viacpodlažných priemyselných budov. So. vedecký Tvorba. - M.. TsNIIpromzdaniy, 1988. - S.5-15. 24. Nikitin I.K. Spresnenie statického výpočtu železobetónových rámových rámov s prihliadnutím na fyzikálnu nelinearitu na pôsobenie prevádzkových zaťažení. - So. Železobetónové konštrukcie priemyselných budov. - M: TsNIIpromzdaniy, 1984. 25. Nikulin A.V., Larionov S.G. Pevnosť a deformácia lepeného rámu budov pavilónového typu pri horizontálnom zaťažení // Inžinierske problémy moderného železobetónu: Sat. vedecký články; Ivanovský inžinier-staviteľ. in-t. - Ivanovo, 1995. - S.278-282. 26. Panshin L.L. Výpočet nosných systémov viacpodlažných budov s nelineárnymi deformovateľnými väzbami. - Zbierka abstraktov. Medzisektorové otázky stavebníctva. - CINIS Gosstroy ZSSR, zv. 6, 1969. - S.36-41. 27. Odporúčania pre návrh oceľových vložených dielov pre železobetónové konštrukcie. - M.:, Stroyizdat, 1984 - 88. roky. 28. Odporúčania na výpočet pevnosti a tuhosti železobetónových rámov s nelineárnymi deformačnými diagramami jednotiek a prvkov pre vodorovné zaťaženie. TsNIIEPzhilischa - Moskva, 1976. 29. Semčenkov A.S., Desjatnik S.I., Kutovoi A.F. Skúšanie podlahových kotúčov z panelov 2 T. - Betón a železobetón, č. 2, 1985. - S.7-9. 30. Semčenkov A.S., Treťjakov B.I., Kutovoi A.F. a iné Obsluha podlahových kotúčov z podláh s pozdĺžnymi hmoždinkami. - Betón a železobetón, č. 1, 1983. - S.35-36. 31. Semčenkov A.S., Treťjakov B.I., Kutovoi A.F. Zdokonaľovanie metód výpočtu a navrhovania montovaných podláh verejných budov. - Prehľadové informácie. - Problém. 1. - M: 1986. - 56. r. 32. Skladnev N.N., Vasiliev B.F., Kodysh E.N. Odporúčania pre statickú analýzu vystužených železobetónových skeletov viacpodlažných priemyselných budov s oceľovými podperami. - M: TsNIIpromzdaniy, MISI, 1982. - 36s. 33. Skladnev N.N., Kodysh E.N., Andreev V.V. Odporúčania pre statickú analýzu vystužených skeletov viacpodlažných priemyselných budov s ľubovoľnými vystužovacími prvkami (vrátane stužujúcich jadier). - M.: TsNIISK, TsNIIpromzdaniy, MISI, 1988 - 25. roky. 34. Smiljanskij L.M. Terénne štúdie napojení prefabrikovaných železobetónových konštrukcií v rámoch jednopodlažných priemyselných budov. - Proceedings of TsNIIPromzdaniy, M, vol. 18, 1970. 35. Spoje prefabrikovaných železobetónových konštrukcií. - So. články NIIZhB pod generálnou redakciou. A.P. Vasiliev. - Moskva, Stroyizdat, 1970. - 189s. 36. Trekin N.N. Deformácie podlahovej bunky z dutých dosiek vo vlastnej rovine. - So. vedecké práce „Moderné problémy a perspektívy rozvoja železničnej dopravy“. - RGOTUPS, Moskva, 1999. - S.73-75. 37. Trekin N.N., Kodysh E.N., Vavilov O.V. Práca uzlových rozhraní prefabrikovaných prefabrikovaných budov / TsNIIPromzdaniy. - M., 2001. - 12 s.: chor. - Rus. - Odd. vo VINITI. 38. Trekin N.N., Mamin A.N. Hodnotenie vplyvu medzidoskových škár na prácu spoja dutinových dosiek. - Materiály XXX celoruskej vedeckej a technickej konferencie "Aktuálne problémy moderného stavebníctva". - Penza, PGASA, 1999. - S. 59-60. 39. Khanji V.V. Výpočet viacpodlažných budov s väzným rámom. - M.: Stroyizdat, 1977. - 187s. 40. Kholmyansky M.M. Vsadené časti prefabrikovaných železobetónových prvkov. M., Stroyizdat, 1968. 208s. 41. Shapiro G.A., Zacharov V.F. O vplyve súladu rámových jednotiek na prácu železobetónových rámov pri vysokých horizontálnych zaťaženiach. - So. Práca konštrukcií obytných budov z veľkorozmerných prvkov. - Moskva, C, č. 4, 1979. - S.4-26.

Spoje viacpodlažných prefabrikovaných rámov spravidla tvrdo vykonávať. Pri kĺbových spojoch sa znižuje celková tuhosť stavby a znižuje sa odolnosť proti deformácii pri horizontálnom zaťažení.

Pevné spoje stĺpov viacpodlažných rámov vnímajú pozdĺžnu silu N, ohybový moment M a priečnu silu Q. Výstužné prúty s priemerom do 40 mm sa spájajú vaňovým zváraním (obr. XV. 10). So štyrmi výstužnými vývodmi je pre pohodlie zvárania usporiadaná špeciálna rohová úprava betónu s dĺžkou 150 mm, zatiaľ čo výstužnými vývodmi po obvode sekcie sa betónová úprava vykonáva po celom obvode. Konce stĺpov, ako aj miesta narezania betónu, sú vystužené priečnymi mriežkami a ukončené oceľovým strediacim tesnením (pre jednoduché narovnávanie pri montáži). Po inštalácii a vyrovnaní spojených prvkov stĺpika a zváraní výstužných vývodov sa inštalujú ďalšie montážne svorky s priemerom 10-12 mm. Škárové dutiny - betónové orezy a úzky šev medzi koncami prvkov sú monolitické v inventárnej forme pod tlakom. Štúdie preukázali dostatočnú pevnosť a spoľahlivosť spoja. V porovnaní s inými spojmi určenými na zváranie oceľových zapustených dielov je popísaný spoj ekonomickejší z hľadiska spotreby ocele a náročnosti práce.

Zníženie ohybového momentu na stykoch stĺpov viacpodlažnej skeletovej budovy sa vo väčšine prípadov dosiahne voľbou umiestnenia spoja bližšie k stredu výšky podlahy, kde sú ohybové momenty od pôsobenia zvislej a resp. horizontálne zaťaženie sa blíži k nule a kde sa zlepšujú podmienky pre montáž stĺpov.

Kĺby sa zvažujú pre 2 etapy práce:

A) pred monolitickým spojom - na zaťaženia pôsobiace v tejto fáze výstavby budovy.

Pri určovaní síl sa bežne predpokladá, že takéto spoje sú kĺbové.

B) po zmonolitňovaní spoja - na zaťaženia pôsobiace v tejto fáze výstavby budovy

a počas prevádzky sa pri určovaní síl takéto spoje akceptujú ako tuhé.

Výpočet nemonolitických spojov sa vykonáva pre lokálne stlačenie betónového stĺpa centrovacieho tesnenia.

Výpočet monolitických spojov sa vykonáva ako pre sekciu stĺpika v sekcii s podrezaním, berúc do úvahy nasledujúce pokyny:

A) v prípade nepriamej výstuže so sieťami v betóne stĺpa aj v betóne uloženia sa výpočet vykonáva v súlade s odporúčaniami pre výpočet stlačeného železobetónu. prvky vystužené nepriamou výstužou, pričom sa uvažuje s pevným prierezom

B) V prípade prítomnosti nepriamej výstuže iba v betóne stĺpa sa výpočet vykonáva len s prihliadnutím na nepriamu výstuž, ale bez zohľadnenia betónu uloženého v betóne alebo naopak.

2. Typy a vlastnosti konštrukcií a výpočet priečnikov, nosníkov, priehradových nosníkov

Prefabrikované stavebné konštrukcie, zostavené z jednotlivých prvkov, spolupracujú pri zaťažení vďaka spojom a spojom, ktoré zabezpečujú ich spoľahlivé spojenie. Styky a spoje prefabrikovaných konštrukcií možno klasifikovať podľa funkčného základu (v závislosti od účelu spájaných prvkov) a podľa návrhu (v závislosti od druhu síl, ktoré na ne pôsobia).

Podľa funkčného znaku sú spoje stĺpov so základmi, stĺpy medzi sebou, priečniky so stĺpmi, nosné uzly žeriavových nosníkov, priehradové nosníky, strešné nosníky na stĺpoch, nosné uzly panelov na priečnikoch atď.

Podľa konštrukčného a konštrukčného znaku sa rozlišujú spoje, ktoré sú pod tlakom, napríklad spoje stĺpa (obr. X.8, a); spoje v ťahu, napríklad spoje natiahnutého priehradového pásu (obr. X.8, b); spoje pracujúce v ohybe s priečnou silou, napríklad pri spojení priečnika so stĺpom (obr. X.8, c) atď.

V spojoch sa sily z jedného prvku na druhý prenášajú cez pracovnú výstuž, ktorá je spojená zváraním, kovovými vsadenými časťami, monolitickým betónom.

Rozmery medzier medzi spojenými prvkami sú priradené čo najmenšie. Ich hodnota je zvyčajne určená dostupnosťou zvárania výstupov výstuže, pohodlnosťou kladenia betónovej zmesi do kĺbovej dutiny z podmienky splatenia výrobných a montážnych tolerancií; môže to byť 50-100 mm alebo viac. Pri vypĺňaní škár maltou, najmä pod tlakom, môže byť medzera minimálna, nie však menšia ako 20 mm.

Oceľové vsadené časti sú potiahnuté ochrannou vrstvou, ktorá zabraňuje korózii a zabezpečuje potrebnú požiarnu odolnosť prvkov. cementová malta cez kovovú sieť.

Koncové úseky stlačených spájaných prvkov (napríklad konce prefabrikovaných stĺpov) sú vystužené priečnymi sieťami nepriamej výstuže. Pri spájaní s prerušením pozdĺžnej pracovnej výstuže v oblasti spoja sa vystuženie s priečnymi sieťami vykonáva podľa výpočtu. Mriežky sa inštalujú na koniec prvku (aspoň 4 kusy) v dĺžke aspoň 10d tyče periodického profilu, pričom rozstup mriežky s musí byť minimálne 60 mm, nie viac ako 7z veľkosti menšej strany. úseku a nie viac ako 150 mm (obr. X. deväť). Veľkosť buniek mriežky musí byť najmenej 45 mm, nie viac ako 1/4 menšej strany profilu a nie viac ako 100 mm.

V spojoch a spojoch prefabrikovaných betónových prvkov sú oceľové vložené časti často navrhnuté vo forme dosiek a k nim privarených kotiev, ktoré sú vystavené pôsobeniu síl M, N, Q (obr. X.11). Na výpočet kotiev sa ohybový moment nahradí dvojicou síl s ramenom r a sily sa určia s prihliadnutím na experimentálne koeficienty. Plocha prierezu kotiev najviac namáhaného radu:

Spoje napínaných prvkov sa vykonávajú zváraním výstupov výstuže alebo oceľových zapustených častí a v predpätých konštrukciách - prechodom cez kanály alebo drážky prvkov nosníka, lán alebo tyčovej výstuže, po ktorom nasleduje napnutie. Zvarové spoje napínaných prvkov sú navrhnuté tak, aby pri prenose síl nedochádzalo k predlžovaniu zapustených dielcov, presahov alebo prepichov betónu.

Na prenos šmykových síl sú na povrchu spájaných prvkov usporiadané drážky, ktoré po zmonolitnení tvoria betónové hmoždinky. Použitie betónových hmoždiniek je vhodné v nekonzolových spojoch priečnikov so stĺpmi, kde sa umiestňujú tak, aby betón hmoždiniek pôsobil v naklonenom úseku v tlaku, v spojoch doskových konštrukcií, aby sa zvýšila tuhosť panelových stropov. v jeho rovine a pod.(obr. X.13).

Priemyselné a komerčný účel sú rámové konštrukcie pozostávajúce zo stĺpov, podlahových nosníkov, väzníkov alebo priečnikov. Spravidla majú takéto budovy často veľké rozpätia a výšky, čo núti výrobcov a staviteľov široko používať tupé spoje v rôznych prvkoch oceľových stavebných konštrukcií.

Montážny spoj na dosky pomocou skrutkového spojenia

Príprava spoja na zváranie. Rezné hrany a montáž na vodiace lišty.

Spoj po zváraní, šev očistený, vodiace dosky odrezané

Použitie továrenských spojov je spôsobené predovšetkým ekonomickými dôvodmi a veľkosťou valcovaného kovu. Zo skúseností s výrobou kovových konštrukcií v posledných rokoch, Pri výstavbe priemyselných budov sa v 80 % prípadov používa normálny, stĺpový alebo široký policový nosník podľa STO ASChM 20-93, GOST 26020-83 a asi 20 % pripadá na zváraný nosník s premenlivým prierezom. Štandardná dĺžka I-nosníky 12,0 m, plech 6,0 m, pre zníženie nákladov na rezanie materiálov je potrebné vyrábať obstaranie odosielacích prvkov v prírastkoch. Napríklad pri dĺžke stĺpa 10 800 mm, z jedného valcovaného nosníka 12 000 mm dostaneme polotovar pre celý stĺp 10 800 mm a zvyšok 1 200 mm, ďalší stĺp získame postavením nového valcovaného nosníka s výsledným zvyškom (1 200 + 12000 = 13200) a znova odrežte 10800, potom s výsledným zvyškom 2400 mm urobíme to isté, ako je opísané vyššie atď. Pri plechovom kompozitnom nosníku postupujeme rovnako priamo pri rezaní plechu, ale na samotných nosníkoch sa spoj nerobí v jednej rovine, ale je nesený od seba, stena je na jednom mieste zvarená, police spojené. pod uhlom 60 a varené nad a pod škárou steny. Samozrejme, v oboch prípadoch je potrebné vziať do úvahy miesto križovatky, zabrániť jej pádu do zóny maximálneho zaťaženia a križovatky iných konštrukčných prvkov. Továrenský spoj na stĺpoch a nosníkoch sa vykonáva podľa výpočtových podmienok v súlade s SNiP II-23-81 *, najčastejšie v továrenskej realite, tupým zvarom s úplným prienikom a rezaním okrajov pásov a stien. sú použité spojovacie diely. V prípadoch, keď je potrebné zabezpečiť spoľahlivosť spoja a základného kovu v oblastiach významných momentov a priečnych síl, je spoj vystužený podložkami inštalovanými na policiach a stenách nosníka. Pre optimalizáciu procesu navrhovania KM alebo vývoja KMD pri výrobe kovových konštrukcií môžete použiť aj štandardný rad 2.400-10 „Normály pre výrobné spoje profilov v stavebníctve oceľové konštrukcie“, kde už bol vykonaný výpočet rovnakej pevnosti spoja so základným kovom a sú uvedené konštrukčné riešenia pre spoje spájaných prvkov z kanálov, uhlov a I-nosníkov.

Montážne spoje sú vyrobené z dôvodu postihnutí preprava veľkorozmerných kovových konštrukcií automobilmi a po železnici, pri ich dĺžke viac ako 15 metrov je z hľadiska pohodlia a hospodárnosti účelnejšie rozdeliť konštrukciu na menšie prvky na dodávku spotrebiteľovi. Spojenie prepravných prvkov do jedného celku vykonáva montážna organizácia priamo na stavenisku. Montážne spoje nosníkov a stĺpov sú zvárané alebo skrutkované, v porovnaní s továrenskými sú náročnejšie na prácu a sú drahšie kvôli potrebe použitia dodatočných prvkov na spevnenie a umiestnenie dielov v spojoch. Väčšina najlepšia cesta samozrejme zvárané, zvárané na tupo s plnou penetráciou, s výhradou oddelenia hrán a fyzického spôsobu kontroly, avšak počas inštalácie podmienky zvárania a kontroly kvality švov nie vždy zodpovedajú vypočítaným, preto sa spravidla poľné spoje spočiatku vyrábajú na prekrytiach, ktoré zosilňujú pevnosť spoja. Skrutkové montážne spoje sa vyrábajú aj na doskách, najlepšie pomocou skrutiek s vysokou pevnosťou, takéto spoje sú náročné na kov, vyžadujú značné náklady na prácu pri výrobe, okrem toho otvory oslabujú časti prvkov, avšak z hľadiska inštalácie, ich montáž je jednoduchšia a na vykonanie vysokokvalitného spoja nevyžadujú vysoko špecializovaný personál. Prírubové spoje sú pomerne účinné, ale nie sú veľmi bežné kvôli ich zvýšenej deformovateľnosti. Podľa SP 16.13330.2011 - „spájanie stĺpov pri inštalácii sa musí vykonať natupo zvarenými frézovanými koncami alebo na doskách so zvarovými alebo skrutkovými spojmi, vrátane skrutiek s vysokou pevnosťou, je tiež povolené použiť prírubové spoje, ktoré vnímajú ťahovú silu s skrutky a prítlačné plochy cez upínacie príruby“.

Pre zjednodušenie procesu inštalácie by sa stĺpy mali dodávať na stavenisko čo najdlhšie. Miesto, kde sú jednotlivé časti stĺpov navzájom spojené, sa nazýva polový spoj a časti odoslané z továrne sa nazývajú prepravné značky. Dĺžky prepravných značiek sú obmedzené prepravnými možnosťami a spravidla nepresahujú 20-22 m. Segmenty stĺpov, určené dĺžkou valcovaných prvkov, majú vo väčšine prípadov dĺžku do 15 m; pri väčších dĺžkach si hutnícke závody účtujú príplatok. Rozmery prepravných značiek veľmi pevných stĺpov sú často limitované nosnosťou použitých transportných a montážnych mechanizmov.

Pri výrobe stĺpov vo výrobe často vzniká potreba spojov, napríklad z dôvodu zmeny prierezu alebo z iných dôvodov.

Na križovatke musia mať segmenty stĺpika ploché rezy presne kolmé na os tyče. S malým úsilím sa tieto rezy robia pílou. S veľkou námahou treba vyfrézovať konce stĺpikov. Podľa súčasných noriem môže byť časť sily na križovatke prenášaná priamo cez konce. Zvyšok sily sa prenáša zváraním alebo skrutkami. V prítomnosti ohybových momentov musia byť ťahové napätia plne zachytené spojmi.

1 a 2. Najjednoduchším zvarovým spojom sú tupé zvary (obr. 1), ktoré možno použiť aj pri spájaní profilov rovnakého typu s rôznymi plochami prierezu (obr. 2). Ak sa takýto spoj vykoná počas inštalácie, potom na dočasné upevnenie polohy pred zváraním je potrebné nainštalovať pomocné kliny, obklady atď.

3. Skrutkovaný tupý spoj. Úsilie sa prenáša cez podložky upevnené skrutkami. Pri zmene prierezu je potrebná inštalácia tesnení (tieňovaná časť). Tento spoj, aj keď nevyžaduje zváranie pri inštalácii, nie je vždy prijateľný kvôli zväčšeniu veľkosti stĺpa v spoji.

4. V stĺpoch sa najčastejšie používa spoj s koncovými doskami. Dosky privarené ku koncom oboch stĺpov musia tesne priliehať k sebe. Pretože sa koncové dosky pri zváraní krútia, je niekedy potrebné po zváraní ich povrchy znovu prerezať. Tento typ spoja sa používa aj pri výrobe továrenských spojov, ak sa prierezy spájaných častí stĺpa navzájom výrazne líšia. V tomto prípade sú dosky navzájom zvarené.

5. Často je potrebné vynechať jazdu na križovatke kolón. Stĺpy majú privarené koncové dosky podľa typu spoja 4. Vaznica je vystužená výstuhami, cez ktoré sa prenášajú sily z hornej časti stĺpa do spodnej časti. Výstužné rebrá musia v hornej a dolnej časti tesne priliehať a vzhľadom na tolerancie vo valcovaných profiloch musia lícovať. Pri zváraných profiloch táto úprava nie je potrebná.

Spojenie lúča

Na križovatke sa reakcie nosníkov prenášajú na stĺpy. Konštrukcia priľahlých nosníkov by mala:

• zabezpečiť presun úsilia; umožniť určitý pohyb počas inštalácie;
• byť realizovateľné jednoduchými prostriedkami, pokiaľ možno bez lešenia a lešenia.

Namáhavosť ich výroby a inštalácie a následne hospodárnosť konštrukcie ako celku závisí od konštrukcie upevnenia nosníkov.

1. Priľahlosť, zabezpečujúca prenos iba priečnych síl. Priečne sily prenášané z nosníkov spôsobujú v stĺpoch iba pozdĺžne sily. Opora môže byť považovaná za kĺbovú, ak je vyrobená na skrutkách, pretože skrutkové spojenia sú trochu poddajné.

2. Priľahlosť spojitých nosníkov, ktoré prenášajú na stĺpy len zvislé sily a neprenášajú ohybové momenty. To sa dosiahne tým, že stĺp má závesy pod nosníkom a nad nosníkom.

3. Stĺpy sú veľmi často v porovnaní s nosníkmi také pružné, že aj pri tuhom spojení medzi nosníkmi a stĺpmi možno s dostatočnou presnosťou predpokladať, že stĺpy nevnímajú ohybový moment od nosníkov.

4. V rámoch sa šmykové sily a ohybové momenty prenášajú z nosníkov na stĺpy. Upevnenia nosníkov sú v tomto prípade vypočítané pre obe sily.