Войти  |  Регистрация
Авторизация
» » Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами


Краткая история и опыт применения

Арматурные спирали (рис. 109, а), применявшиеся в качестве объединительных деталей в первых объединенных пролетных строениях системы «альфа», приближались по характеру работы к анкерам и гибким упорам. Спирали были вытеснены другими объединительными деталями в связи с недостаточно благоприятными условиями приварки их к стальным поясам. Некоторое сходство со спиралями имели плоские арматурные зигзаги (рис. 109, б), однако они не получили широкого распространения.
Развитие конструкций гибких упоров и анкеров шло двумя самостоятельными путями.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

В США, Англии и ряде других стран в 40-х и начале 50-х годов широко применяли гибкие упоры из прокатных профилей, чаще всего швеллеров (рис. 109, в) и иногда двутавров (рис. 109, г). Нижняя полка использовалась при этом для приварки упора, а верхняя полка — для заанкеривания железобетона. Во второй половине 50-х годов швеллерные гибкие упоры были вытеснены стерженьковыми гибкими упорами, привариваемыми к стальным поясам контактным способом с помощью специального сварочного пистолета (рис. 110). При этом рабочий, вооруженный таким пистолетом, приваривает за 1 мин 3 стерженька. В настоящее время стерженьковые упоры (обычно без спиралей) во многих странах являются наиболее распространенным способом объединения.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

В континентальной Европе, в том числе отчасти и в России, с конца 40-х годов получило распространение объединение железобетона и стали арматурными анкерами различных видов — наклонными и вертикальными, одиночными, парными, разведенными в плане, парными в виде уток, парными петлевыми (рис. 111).
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

В первых объединенных пролетных строениях с высокими железобетонными ребрами применяли обычные хомуты и отгибы арматуры железобетонного ребра (см. рис. 109, д), которые приваривали непосредственно к верхнему поясу сварного пролетного строения или планкам, прикрепленным к верхнему поясу клепаного пролетного строения. Лентрансмостпроект начал с 1948 г. применять в высоких железобетонных ребрах специальные анкеры, наклонные под углом 45° согласно рис. 111, а и б, а в объединенных конструкциях без железобетонных ребер Трансмостпроект с 1950 г. применял аналогичные анкеры, наклонные под углом около 20°(по рис. 111, е).
За рубежом получили распространение наклонные анкеры, разведенные в плане, которые и сейчас широко применяются при монолитной железобетонной плите, особенно в ФРГ и Австрии, обычно в сочетании с небольшими жесткими упорами (рис. 111, г).
Петлевые анкеры (рис. 111, д) появились первоначально в Швеции, получили распространение в ФРГ и других странах и были детально исследованы в России.
После того как была установлена необходимость заанкеривания железобетона на стали, в России в окнах и поперечных швах сборной плиты стали применять вертикальные анкеры, приваренные к жестким упорам (рис. 111, ё).
До распространения арматуры периодического профиля в качестве материала анкеров использовали круглую арматурную сталь, а иногда даже квадратную и полосовую сталь.
В результате первого периода применения арматурных анкеров сложилось мнение, что в качестве самостоятельного средства объединения железобетона и стали они не выдерживают конкуренции с жесткими упорами. Такое мнение обосновывалось большой трудоемкостью приварки анкеров на месте строительства, а также данными первых испытаний. Однако после выявления необходимости заанкеривания железобетона на стали, появления сборных железобетонных плит с закладными деталями заводского изготовления и проведения детальных исследований, освещаемых ниже, это мнение было опровергнуто.
В настоящее время самостоятельным, вполне конкурентоспособным средством объединения железобетона и стали надо считать петлевые анкеры. Другие виды арматурных анкеров следует применять при соответствующих обоснованиях в сочетании с жесткими упорами и петлевыми анкерами.
Расход стали на петлевые анкеры или жесткие упоры меньше, чем на гибкие упоры. Широкое распространение за рубежом стерженьковых гибких упоров объясняется малой трудоемкостью и дешевизной их приварки, достигнутой на основе массового изготовления стерженьков и соответствующего оборудования.
Гибкие упоры, их конструкции, исследования и расчет

Упоры в виде прокатных профилей (см. рис. 109, в и г) или плоских пластинок считаются гибкими при отсутствии укрепляющих ребер жесткости.
Эпюра давлений, передаваемых гибким упором на бетон, обычно двузначна (рис. 112), причем напряжения смятия бетона у основания упора велики, а напряжения изгиба в стали упора незначительны. Приведенная на рис. 112 эпюра напряжений в вертикальной стенке упора получена с помощью датчиков сопротивления в работе. Изгибающий момент в прикреплении гибкого упора также невелик и, по данным этой работы, выражается для прокатного профиля формулой
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Разрушение объединения с гибкими упорами из прокатных профилей происходит всегда по бетону после больших деформаций сдвига, ограничивающих эксплуатационную способность объединения задолго до его разрушения.
Размеры широко применяемых в США гибких упоров в виде круглых стержней с головками приведены (в дюймах) на рис. 113. Вдоль сдвигающего усилия расстояние между упорами должно быть от 100 до 600 мм.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Эпюра давления круглого стержня с головкой на бетон имеет обычно форму криволинейного треугольника. Разрушение объединения происходит преимущественно по бетону, но иногда сопровождается и срезом стержней или сильным их изгибом.
В ФРГ опубликовано предложение помещать вокруг каждого стержня с головкой спираль из мягкой 5-мм проволоки с диаметром витка 50 мм (см. рис. 110), что уменьшает деформации сдвига примерно вдвое и увеличивает разрушающую нагрузку, причем разрушение происходит по бетону вне спирали, стержни же при разрушении объединения не срезаются и почти не изгибаются.
В последние годы применяют также круглые стержни с крюками, направленными навстречу передающемуся с бетона усилию (рис. 114). Статические и пульсационные испытания показали меньшую деформативность и большую несущую способность шва при стержнях с крюками, чем при стержнях с головками. Усталостное разрушение начинается с появления трещины I у основания стержня и завершается в результате развития трещины II вблизи середины высоты стержня.
Имеются данные о применении в ФРГ гибких упоров в виде коротких круглых стержней без головок или крюков в сочетании с длинными анкерами, снабженными спиралевидными крюками (рис. 115), В связи с относительно небольшой величиной отрывающих усилий количество анкеров принимают вчетверо меньшим, чем упоров.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Некоторое распространение получили за рубежом пластинчатые гибкие упоры, слабо наклоненные навстречу сдвигающему усилию, что обеспечивает заанкеривание железобетона. При отношении толщины упора к высоте 1:4 эпюру давления на бетон принимают треугольной (рис. 116).
Наиболее капитальные экспериментальные исследования работы гибких упоров (главным образом швеллерного типа и обычных круглых стержней с головками) выполнены в США и Англии. Результаты американских исследований подытожены в Технических условиях AASHO и дополнительных рекомендациях, где для предельной сдвигающей силы, воспринимаемой гибким упором, приведены эмпирические формулы, полученные из условия ограничения остаточных деформаций сдвига после статического загружения величиной 0,03" (0,076 мм).
Эти формулы использованы и в Технических указаниях BCH 92-63 после преобразования применительно к расчетам по предельным состояниям, метрической системе мер и нашим условиям испытания бетона. Таким образом, для расчета на прочность гибких упоров рекомендуются следующие формулы, дающие расчетное сдвигающее усилие T в кГ после подстановки всех величин в кГ и см (см. рис. 112 и 113):
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Для круглых стержней из малоуглеродистой стали при плите из высокопрочного бетона введено дополнительное ограничение
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

В работе предложены эмпирические ограничения величины многократно-повторной нагрузки для некоторых конкретных размеров и условий работы гибких упоров. Однако в наших нормах расчеты на выносливость для гибких упоров и анкеров всех видов пока не регламентируются. Предполагается, что эти расчеты покрываются запасами, заложенными в расчеты на прочность, в частности, принятием появления незначительной остаточной деформации сдвига величиной 0,076 мм за предельное состояние по прочности.
Экспериментальные исследования петлевых анкеров

Первые экспериментальные исследования петлевых анкеров при работе их в объединенных конструкциях, проведенные в Швейцарии, ФРГ и России, показали, что петлевые анкеры обеспечивают шву объединения меньшую податливость, чем анкеры других видов. Интересные испытания выполнены в Швеции.
Детальные исследования петлевых анкеров были проведены в МАДИ в 1956—1957 гг. и в ЦНИИСе тремя этапами в 1958—1963 гг. Во всех этих исследованиях петлевые анкеры изучались как средство объединения стальных закладных деталей со сборным железобетоном. Анкеры выполнялись из гладкой арматурной стали марки Ст. 3. Каждый образец состоял из двух железобетонных блоков и стального элемента и испытывался на продавливание стального элемента между железобетонными блоками. Конструкции испытанных образцов изображены на рис. 117, основные данные о них сведены в табл. 17.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Испытания позволили хорошо выявить характер действительной работы наклонных петлевых анкеров и наглядно показали, что для них очень большое значение имеет работа в бетоне на изгиб как нагеля подобно гибким упорам. После окончания испытаний и разбивки опытных образцов у корней анкеров обнаруживались значительные лункообразные обмятия бетона. Большая часть деформаций сдвига происходит за счет обмятий бетона в этих местах. Серьезное значение имеют и деформации растяжения анкеров, о чем можно судить по показаниям датчиков сопротивления, наклеенных на ветви анкеров. Деформации и напряжения растяжения в анкерах возникали с самых первых ступеней нагрузки задолго до видимого нарушения сцепления в шве. Смещения петель в бетоне, связанные с обмятиями бетона под петлями, напротив, фиксировались индикаторами (упертыми в торцы специальных стерженьков, выведенных на поверхность блока) обычно только перед исчерпанием несущей способности. Следовательно, растяжение в ветвях передается на бетон в значительной степени посредством сцепления и трения, а не через петлю.
Различные наблюдения свидетельствовали о передаче через шов прижимающих и отрывающих усилий между железобетоном и сталью.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Наименьшей деформативностью при сдвиге обладали образцы по рис. 117, в, в которых анкеры были наиболее равномерно распределены по всему объему бетона. Кроме того, в этих образцах торцы планок упирались в бетон и выполняли вследствие этого функции своеобразных дополнительных жестких упоров малой высоты. Наибольшую деформативность имели образцы по рис. 117, г и д с групповым размещением анкеров при расстояниях в свету между отдельными анкерами, меньших одного диаметра анкера.
Примеры графиков деформаций сдвига опытных образцов приведены на рис. 118. У образцов по рис. 117, в после 2 млн. пульсационных загружений нагрузками, достаточно близкими к предельным, доля упругих деформаций сдвига составляла от 50 до 70% полных деформаций сдвига. В образцах по рис. 117, з и и, где не было упирания торцов планок в бетон, не вполне упругий характер работы проявлялся достаточно ярко. При каждом первом загружении в начале проявлялись рыхлые, а в конце — пластические деформации, в конце первой загрузки проявлялось упругое последействие. Петли гистерезиса были не вполне замкнутыми. На ступенях 35, 55 и 75 T образцам давалось по 10 повторных загружений. При повторных загружениях площади петель гистерезиса уменьшились. Если происходила стабилизация деформаций, петли гистерезиса замыкались или даже превращались в прямые.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Пример графика стабилизации деформаций сдвига показан на рис. 119. Было подмечено, что для испытывавшихся образцов полные деформации сдвига величиной менее 0,2 мм в результате десяти повторных загружений, как правило, или стабилизировались, или обнаруживали явную тенденцию к стабилизации, а деформации величиной более 0,2 мм обычно не стабилизировались и не проявляли такой тенденции.
Раннее трещинообразование в бетоне наблюдалось только в образцах по рис. 117, г и д при групповом размещении анкеров с исключительно тесным расположением их в пределах каждой группы. При более редком размещении анкеров, когда каждый анкер был окружен значительным объемом бетона, трещины появлялись в бетоне только перед исчерпанием несущей способности. Трещины между бетоном и стальной конструкцией, связанные с нарушением сцепления между ними при деформациях сдвига, развивались постепенно.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Разрушение образцов при исчерпании несущей способности происходило по-разному. В образцах по рис. 117, в разрушался практически весь объем бетона блоков, что было связано с равномерным армированием всего этого объема анкерами, а также с тем, что разрушающая нагрузка оказалась много выше ожидавшейся, и напряжения сжатия в бетоне, определенные по всей его площади, приближались при разрушении образца к призменной прочности бетона. В образцах по рис. 117, а, 6, г, д, е, ж разрушение происходило также по бетону, но имело местный характер. Объемы бетона, охваченные петлями анкеров, оставались почти неразрушенными, разрушался же тот бетон, который сжимался бетоном, охваченным анкерами. Одновременно происходил отрыв и сдвиг основной части бетонного блока относительно стальной конструкции с анкерами и заключенным внутри петель бетоном. В образцах по рис. 117, з, и, к, л, имевших повышенную прочность бетона, полное исчерпание несущей способности происходило обычно в результате среза и разрыва стали анкеров.
Влияние длины петлевых анкеров на работу объединения исследовалось на образцах по рис. 117, г, д, и. На рис. 120 приведены кривые зависимости от длины анкера la нагрузок на образцы (по рис. 117, и), вызывающих одинаковые полные деформации сдвига. Эти кривые свидетельствуют о том, что для петлевых анкеров имеется некоторая оптимальная длина, обеспечивающая объединению минимальную податливость. В данном случае оптимальная длина оказалась близкой к 10 da (la = 15 см).
При весьма большой длине анкера все возникающее в нем растягивающее усилие Na передается на бетон через сцепление и трение, поэтому деформации вдоль анкера не зависят от его длины и наличия петли на конце. С уменьшением длины анкера часть усилия Na начинает передаваться на петлю, однако так как петля хорошо заглублена в бетон, ощутимых деформаций смятия под петлей сначала не возникает. Соответственно деформации вдоль анкера с уменьшением его длины сначала уменьшаются. Поскольку работа петли уменьшает усилие, передаваемое сцеплением и трением, сцепление не нарушается и при такой длине анкера, при которой оно было бы нарушено в случае отсутствия петли.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

При некоторой длине анкера сцепление все же нарушается на прямолинейных участках ветвей, и деформации вдоль анкера увеличиваются за счет того, что полное усилие растяжения начинает передаваться по всей длине этих участков. С дальнейшим уменьшением длины анкера деформации вдоль анкера продолжают увеличиваться, так как увеличение деформаций смятия под петлей оказывается больше уменьшения деформаций растяжения ветвей. Оптимальной является такая длина анкера, при которой сцепление с бетоном нарушается только на небольших участках его бортового смятия.
Влияние угла наклона αпетлевых анкеров на работу объединения исследовалось на образцах по рис. 117, з, и, л при la=200 мм=15 da.
На рис. 121 представлены кривые зависимости от угла α осредненных полных деформаций сдвига после десяти повторных загружений на каждой из основных ступеней нагрузки. На рис. 122 показаны кривые зависимости от угла α нагрузок, вызывающих одинаковые полные деформации сдвига, и нагрузок полного исчерпания несущей способности.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Разброс величин деформаций и разрушающих нагрузок для одинаковых образцов-близнецов был в большинстве случаев невелик и составлял обычно 3—4%.
Из рис. 121 и 122 следует, что оптимальный угол наклона а для петлевых анкеров близок к 35—45°. При уменьшении угла а по отношению к оптимальному недоиспользуется работа анкера как нагеля, при увеличении угла а недоиспользуется работа анкера на растяжение.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Интересные особенности были выявлены на образцах по рис. 117, л в работе петлевых анкеров, перпендикулярных к направлению сдвигающего усилия (α=90°). Такие анкеры показали наибольшую деформативность и наименьшую несущую способность. При нагрузках, отвечающих условиям эксплуатации, ветви анкеров работали как гибкие упоры, т. е. преимущественно на срез и изгиб в бетоне. Однако после больших деформаций сдвига, связанных с развитием текучести в анкере и местных обмятий в бетоне, геометрическая схема искажалась и анкеры начинали интенсивно работать на растяжение по законам гибкой нити, что сопровождалось и смещениями петель в бетоне. Полное исчерпание несущей способности происходило от среза и разрыва стали.
Испытания образцов по рис. 117, к, имеющих анкеры двух встречных направлений, были поставлены с целью получения расчетных рекомендаций для участков объединения железобетона и стали с переменным направлением сдвигающей силы. Измерения датчиками деформаций в обратных анкерах (направленных навстречу сдвигающей силе)показали почти полное отсутствие в них сжимающих усилий. Обратные анкеры работали на срез и изгиб в бетоне, т. е. аналогично гибким упорам; эффективность их составляла примерно 40% эффективности основных анкеров.
Расчет объединения посредством анкеров

До проведения изложенных выше исследований наклонные анкеры рассчитывали обычно на растяжение, однако разложение сдвигающей силы на составляющие предлагалось по-разному, и величина растягивающего усилия в анкере определялась либо как T/cosα, либо как T cosα. Немецкие нормы и работы проф. Е.Е. Гибшман рекомендовали рассчитывать наклонные анкеры тоже только на растяжение, но принимая Na=Т. Вертикальные анкеры согласно тем же источникам рассчитывали только на срез, принимая Qa=Т. В обоих случаях несущая способность объединения при сдвиге определялась прочностью только стали и не зависела от прочности бетона.
Приведем обоснования новых формул, вытекающих из наших исследований и рекомендуемых Техническими указаниями BCH 92-63.
Рассмотрим работу в бетоне под действием сдвигающей силы T анкера, наклоненного под углом α и имеющего на конце петлю или крюк (рис. 123). Введем следующие обозначения усилий:
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Силы трения, развивающиеся под действием прижимающего усилия V, а также непосредственное сцепление между плитой и стальным поясом учитывать в расчете не будем.
Тогда из условия равновесия
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Величины Na и Qa здесь неизвестны и зависят от соответствующих податливостей. При большой поперечной податливости, т. е. значительных деформациях местного смятия бетона, возможных при малом диаметре анкера, слабом бетоне и т. д. и при малой продольной податливости, т. е. хорошем заанкеривании, Na будет увеличено за счет уменьшения Qa. При обратном соотношении податливостей обратным будет и соотношение этих усилий.
Отсутствие точного решения такой статически неопределимой задачи, взаимная зависимость Na и Qa друг от друга с возможностью их перераспределения и упруго-пластический характер работы соединения заставляют прибегнуть к методу предельного равновесия, т. е. принять, что предельное состояние соединения наступает тогда, когда оба усилия Na и Qa достигают своих предельных значений, соответственно Na пред и Qa пред. Таким образом,
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Равенство (140) может быть справедливым только при не слишком малых и не слишком больших углах α. При весьма малых α трудно предположить возможность возникновения предельного поперечного усилия, а при весьма больших α (близких к 90°) столь же трудно предположить возможность возникновения предельного продольного усилия (если только не рассматривать случая очень больших деформаций сдвига, после которых анкер начинает работать наподобие гибкой нити в бетоне). Однако эти обстоятельства не имеют большого практического значения, поскольку при малых α мал sin α, и ошибка во втором члене несущественна, а при большом α мал cos α и невелико влияние ошибки в первом члене.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

В первом приближении, основываясь на данных экспериментов, можно принять Na пред как для стержня, работающего только на растяжение, a Qа пред — как для гибкого упора по формулам, аналогичным (137) и (139). Таким образом, независимо друг от друга
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Работа анкера на изгиб здесь не учитывается( как и для гибкого упора). Последнее можно обосновать разгрузкой корневого сечения от напряжений изгиба при развитии пластических деформаций и перемещении максимального изгибающего момента в менее нагруженное сечение анкера.
На рис. 122 нанесена кривая 8 зависимости от угла α теоретических значений предельных сдвигающих сил для испытанных образцов (по рис. 117, з и и), имевших по 8 ветвей анкеров диаметром 14 мм.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Кривая 8 близка по форме к экспериментальным кривым 1—6 и 7. По величине ординат теоретическая кривая 8 сравнительно близка к экспериментальной кривой 6, отвечающей полным деформациям сдвига 0,2 мм, соответствовавшим в наших опытах пределу стабилизации деформаций. Таким образом можно констатировать вполне приемлемое совпадение экспериментальных и теоретических данных, если принять за критерий предельного состояния предел стабилизации деформаций сдвига.
Рис. 122 свидетельствует о большом интервале между нагрузкой, принятой за предельную, и нагрузкой, вызывающей полное исчерпание несущей способности. Этот интервал получен, несмотря на такие смелые допущения как принятие предельного равновесия, неучет влияния на сопротивление стали одновременного наличия больших нормальных и касательных напряжений, принятие коэффициента перехода 0,8 для сопротивления стали срезу, полное пренебрежение изгибными напряжениями в стали.
Увеличение несущей способности объясняется трением и сцеплением между железобетоном и продавливаемым стальным элементом, превышением временного сопротивления стали над ее пределом текучести, увеличением площади сечения анкера в месте его приварки. Большинство этих резервов вполне оправдано, особенно если учесть отсутствие специального расчета на выносливость и необходимость расчетом на прочность одновременно гарантировать соединение и от предельного состояния по выносливости.
В соответствии с изложенным сдвигающее усилие T в кг, приходящееся по расчету на прочность на один анкер или на одну ветвь петлевого анкера, ограничивают следующими условиями:
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Обычно лимитирующей оказывается формула (141); формула (142) может иметь практическое значение при применении анкеров из малоуглеродистой стали в высокопрочном бетоне.
При α = 90° эти выражения превращаются в формулы (137) и (139), рекомендованные для вертикальных гибких упоров.
На рис. 124 приведено сопоставление расчетных сдвигающих усилий, воспринимаемых одной ветвью анкера диаметром 20 мм по изложенным новым рекомендациям и по прежним рекомендациям. Согласно новым рекомендациям усилие, воспринимаемое анкером, в большинстве случаев увеличивается. Увеличение это при угле α от 30 до 45° достигает 25—28%.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Для анкеров, разведенных в плане, в формулы (141) и (142) вместо cos α надлежит подставлять произведение cosα cosβ, где β — угол между горизонтальной проекцией анкера и направлением сдвигающей силы.
Если наклонные или вертикальные анкеры находятся в высоком железобетонном ребре и используются для воспринятая главных растягивающих напряжений в ребре, то на высоте ребра растягивающие усилия в наклонных анкерах определяют аналогично усилиям в арматурных отгибах обычного железобетона, а в вертикальных анкерах — аналогично усилиям в хомутах обычного железобетона. Проверки достаточности сечения анкера и количества анкеров для воспринятия этого растягивающего усилия и для воспринятая сдвигающей силы между железобетоном и сталью делают независимо друг от друга, и усилия не суммируют.
Конструктивные рекомендации по объединению посредством анкеров

В прежней проектной практике длину анкеров принимали не менее 30 da. Кроме того, рекомендовалось заведение в плиту всех анкеров, расположенных в ребре.
Проведенные исследования позволили уменьшить минимальную длину одиночного анкера до 25 da, что объясняется влиянием трения, развивающегося в зоне интенсивного местного смятия бетона у корня анкера. Одиночные анкеры рекомендуется снабжать крюками на концах, обязательными при гладкой арматуре.
Длина петлевого анкера должна быть не менее 7da и 12 см. Применение относительно коротких петлевых анкеров, обоснованное результатами вышеизложенных экспериментов, позволяет существенно уменьшить расход стали на объединительные детали.
Заводить в плиту расположенные в ребре анкеры необязательно, если передача сдвигающих сил и прочность косых сечений в ребре обеспечены при отсутствии анкеров с учетом неравномерности распределения сдвигающей силы по длине, соответствующей неравномерности размещения анкеров.
Немецкие нормы рекомендовали размещать объединительные детали с интервалами, равными двум-трем толщинам железобетонной плиты. Столь частое их размещение нежелательно при сборной железобетонной плите. По данным исследований, выполненных в Советском Союзе, максимальное расстояние между объединительными деталями любых видов, в том числе между анкерами (при групповом размещении — между крайними анкерами соседних групп), установлено равным восьмикратной средней толщине железобетонной плиты, что оказывается достаточным для предотвращения отслоения железобетона от стали в интервалах между объединительными деталями.
Минимальное расстояние между анкерами или их ветвями в свету установлено 3da при рядовом расположении и 2da вдоль направления сдвигающей силы в случае шахматного расположения. Эти расстояния обеспечивают возможность достаточно полного использования анкеров при современных (относительно высоких) марках бетона. Минимальные расстояния между анкерами назначают, при групповом их размещении, в пределах каждой группы; именно эти расстояния определяют длины и вес закладных деталей.
Для петлевых анкеров принимать ширину петли в свету равной минимальному расстоянию между ветвями 3da можно только в случае lа ≥ 25 da, когда работу петли не учитывают. При минимальной длине петлевого анкера, т. е. при la = 7da или la = 12 см, все растягивающее усилие в анкере передается на петлю. При этом ширина петли в свету определяется формулой
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Формула (143) предполагает работу бетона на смятие под давлением петли в предельном состоянии со средним напряжением 3,5 Rпp, вычисленным по диаметральному сечению петли и диаметральному сечению анкера. Возможность столь высоких средних напряжений объясняется весьма благоприятными условиями работы бетона на стесненное местное деформирование внутри большого объема. При длине la, промежуточной между 25da и минимальной длиной, необходимую ширину петли в свету определяют линейной интерполяцией между 3da и шириной по формуле (143).
Если la ≤ 25da и петля заканчивается в пределах железобетонного ребра, то ширина петли не должна быть более 1/3 ширины ребра на высоте конца анкера.
Объединение железобетона и стали анкера и гибкими упорами

Сварные прикрепления наклонных арматурных анкеров к стальной конструкции осуществляют согласно рис. 125. Эксперименты и опыт эксплуатации показали, что прикрепление анкеров с перегибом и наложением фланговых швов за перегибом (рис. 125, а) требует специальной проковки анкера для создания острого перегиба и усиленной обварки корня анкера у перегиба. Иначе швы отдираются, и бетон разрушается от смятия закруглением анкера. Выгоднее приваривать анкеры в торец, хотя при этом для наклонных анкеров и требуется специальная обработка торца (рис. 125, б). Рекомендуется приварку в торец делать под слоем флюса. Для соблюдения проектного угла наклона необходимо применение специальных кондукторов. В целом приварка анкеров требует особого внимания и тщательного контроля (если только она не механизирована, как для зарубежных стерженьковых гибких упоров). Приварку фланговыми швами применяют сейчас, как правило, только в не требующих перегиба случаях прикрепления анкеров к вертикальным стальным поверхностям (рис. 125, в).
Прикрепления согласно рис. 125, а и б можно условно считать равнопрочными и равновыносливыми сечению анкера. Приварку анкера фланговыми швами согласно рис. 125, в следует проверять на прочность и выносливость в предположении действия сдвигающей силы в конце прикрепления и с учетом эксцентрицитета этой силы относительно центра тяжести сварных швов.
Добавлено Serxio 28-01-2016, 05:01 Просмотров: 1 671
Добавить комментарий
Ваше Имя:
Ваш E-Mail:
  • bowtiesmilelaughingblushsmileyrelaxedsmirk
    heart_eyeskissing_heartkissing_closed_eyesflushedrelievedsatisfiedgrin
    winkstuck_out_tongue_winking_eyestuck_out_tongue_closed_eyesgrinningkissingstuck_out_tonguesleeping
    worriedfrowninganguishedopen_mouthgrimacingconfusedhushed
    expressionlessunamusedsweat_smilesweatdisappointed_relievedwearypensive
    disappointedconfoundedfearfulcold_sweatperseverecrysob
    joyastonishedscreamtired_faceangryragetriumph
    sleepyyummasksunglassesdizzy_faceimpsmiling_imp
    neutral_faceno_mouthinnocent