Объединение железобетона и стали с применением жестких упоров
|
Виды жестких упоров и опыт их применения В бывш. СССР первые объединенные пролетные строения имели предложенные Проектстальконструкцией жесткие уголковые упоры, отличавшиеся простотой и удобством прикрепления к поясу заводскими заклепками. Первоначально применяли уголковые жесткие упоры с наклонной планкой (рис. 126, а), однако недостаточно качественное заполнение бетоном пространства под планкой заставило перейти к уголковым упорам с вертикальными ребрами жесткости (рис. 126, б). В КНР применяют в клепаных конструкциях тип усиленного жесткого упора (рис. 126, в), отличающийся увеличенной вдвое площадью для размещения заклепок прикрепления. За рубежом широко применяли жесткие упоры в виде отрезков уголков, швеллеров и тавров (половин прокатных двутавров), приваренных торцом (рис. 126, г). В настоящее время в ФРГ распространены низкие жесткие упоры в виде приваренных к поясу брусков квадратной стали. Такие упоры применяют всегда в сочетании с арматурными анкерами (см. рис. 111, г). Стремление избежать концентраций напряжений в сварном верхнем поясе, возникающих от обрывов и переломов сварных швов, прикрепляющих упоры, привело к цилиндрической форме жесткого упора (см. рис. 111, е), получившей распространение преимущественно в проектировках Трансмостпроекта. Желание улучшить условия работы бетона, сминаемого жестким упором, заключив бетон как бы в обойму между боковыми стенками упора, было основным мотивом применения дугообразных упоров (рис. 126, 5), разработанных Трансмостпроектом, а также двухстенчатых упоров (рис. 126, е), разработанных МАДИ и ЦНИЙСом. Дугообразные упоры, применяемые при клепаном верхнем поясе, отличаются наличием планки, позволяющей разместить значительное количество заклепок для прикрепления упора. Двухстенчатые упоры прикрепляют к стальному поясу двумя фланговыми сварными швами, удобно расположенными снаружи железобетонного ребра, что позволяет использовать двухстенчатые упоры в качестве закладных деталей блоков сборной железобетонной проезжей части.  Одностенчатые упоры Киевского филиала Союздорпроекта (рис. 126, ж) предназначены для сборной проезжей части с большой толщиной подливки (выравнивающего слоя) и имеют сравнительно сложную конструкцию с повышенным расположением упорной планки, приближенной к оси железобетонной плиты. Сходные конструкции упоров применяют при необходимости размещения на верхнем поясе пучков высокопрочной арматуры, располагаемой под упорными планками. Такие одностенчатые упоры близки к гребенчатым упорам (рис. 126, з), широко применявшимся в Чехии для монолитных конструкций проезжей части и обеспечивающим минимальные концентрации напряжений в бетоне и стальном верхнем поясе. Относительно удачны упрощенные одностенчатые и двухстенчатые упоры Проектстальконструкции (рис. 126, и и к), использованные, в частности, в последних проектах сварных автодорожных объединенных пролетных строений. Перечисленные конструкции не исчерпывают всего многообразия жестких упоров, применявшихся в практике строительства сталежелезобетонных пролетных строений. Большое количество зарубежных экспериментальных исследований работы жестких упоров было направлено на установление оптимальной конструктивной формы жестких упоров. Первые эксперименты показали, что несущая способность шва объединения в большинстве случаев мало зависит от вида конструкции жестких упоров. Явно неудовлетворительны только те конструкции жестких упоров, которые имеют площадки смятия с выступами или углами (см., например, рис. 126, к), способствующими раскалыванию бетона. В первый период исследований была установлена также лучшая работа шва с часто расставленными мелкими упорами по сравнению с редко расположенными мощными упорами (удобными при сборной плите). При статических испытаниях разрушение объединения происходило в подавляющем большинстве случаев по бетону, при пульсационных же испытаниях зарегистрировано много случаев разрушений по сварным швам прикрепления упоров. Испытания упоров Калининского моста Испытания были проведены автором в 1955—1956 гг. на опытных образцах, изготовленных в натуральную величину. Испытания производились на строительной площадке на специальном стенде путем приложения горизонтальных сдвигающих усилий от домкрата к опытному образцу, выполненному в виде квадратного участка железобетонной плиты и стального тавра, соединенных одним цилиндрическим жестким упором, замоноличенным в круглом окне плиты (рис. 127). Наличие только одного упора в плите в сочетании иногда с эксцентричным приложением силы по высоте создавало для конструкции объединения в опытном образце более тяжелые условия работы, чем в реальной конструкции. Плита не только сдвигалась, но иногда и выворачивалась в вертикальной плоскости, а также почти всегда несколько поворачивалась в плане. Однако, несмотря на эти недостатки, в ходе рассматриваемых испытаний был получен ряд интересных данных о работе жестких упоров.  В этих испытаниях нагрузка впервые прикладывалась с повторными загружениями и разгрузками на большинстве ступеней, что позволило выявить неупругий характер работы жестких упоров и накопление остаточных деформаций сдвига при повторных загружениях, как это видно на рис. 128. Остаточные деформации величиной того же порядка, что и упругие деформации, возникают уже на первых ступенях сдвигающей нагрузки. Характерно уменьшение модуля упругих деформаций по мере накопления остаточных деформаций сдвига. Образцы отличались друг от друга наличием подливки (в образцах типа П) и дополнительного поперечного армирования в образцах типов А и Б. В образцах типа А перед упором было забетонировано по 2 косых стержня 16 мм, в образцах типа Б — по 4 косых стержня того же диаметра.  Как видно из табл. 18, устройство подливки существенно повысило относительную (к прочности бетона) несущую способность, а косое армирование сминаемого объема бетона, особенно более мощное (в образцах типа Б), существенно уменьшило деформации сдвига и тоже несколько увеличило несущую способность объединения. Объяснение последнему состоит в том, что при выпуклой поверхности смятия бетона в зоне смятия возникают особенно значительные поперечные растягивающие напряжения. Это подтверждает и характер трещинообразования, зафиксированный при испытаниях (рис. 129). На основе результатов этих испытаний в нормативные документы внесено требование дополнительного поперечного армирования зон местного сжатия бетона при цилиндрических и других упорах с выпуклой поверхностью смятия.  Интересно отметить, что при разрушении, связанном не только со сдвигом, но и с отрывом железобетонного блока от стального пояса, сцепление обычно нарушалось между бетоном блока и бетоном замоноличивания окна, причем бетон замоноличивания оставался связанным с упором. Испытания образцов, работающих на продавливание В МАДИ в 1955—1957 гг. было испытано свыше 30 опытных образцов с жесткими упорами различных видов и размеров. В каждом из двух железобетонных блоков каждого образца размещалось по одному жесткому упору. Измерения поверхностных местных деформаций показали, что непосредственно у площадки смятия бетон работает в условиях объемного сжатия, чем и объясняется увеличение его прочности при местном смятии. Угол распространения в бетоне давления от упора составляет 32—40° к продольной оси. На некотором расстоянии от площадки смятия в бетоне возникают поперечные растягивающие деформации и напряжения, достигающие наибольшей величины на расстоянии, приблизительно равном ширине упора. Пример экспериментальных эпюр продольных и поперечных деформаций на поверхности бетона приведен на рис. 130.  Значительное внимание в экспериментах было уделено исследованию работы объединения при повторных загружениях и разгрузках преимущественно на ступенях испытательной нагрузки со средними напряжениями смятия бетона 0,75 Rпр и 1,5 Rпр. Пример графика деформаций сдвига при таких испытаниях приведен на рис. 131. На обеих ступенях повторные загружения вызывали увеличение деформаций сдвига, однако, если на первой ступени деформации стабилизировались в пределах точности измерений после 10—12 загружений, то на второй ступени полной стабилизации не наступало и после 30 загружений. Соответственно петли гистерезиса на первой ступени становились замкнутыми, а на второй ступени оставались разомкнутыми. На первой ступени ветви нагружений были почти прямолинейными, а ветви разгрузок вогнутыми, что объясняется упругим последействием. На второй ступени обе ветви петли гистерезиса были криволинейными. Вогнутый характер кривой нагружения свидетельствует, как известно, об опасности усталостного разрушения. На второй ступени весьма ощутительны были также деформации ползучести.  Наименьшую деформативность и наибольшую несущую способность показали двухстенчатые упоры. Деформативность и несущая способность при дугообразных, обычных уголковых (плоских) и цилиндрических упорах были примерно одинаковы для разных видов упоров. Цилиндрические и двухстенчатые упоры испытывались также в качестве закладных деталей, заблаговременно забетонированных в железобетонных плитах и присоединяемых к стальному элементу сваркой. При цилиндрических упорах сварка выподнялась внутри цилиндра в контакте с бетоном, который в последующем работал под давлением упора на смятие. Сварочные температуры нарушали структуру поверхностного слоя бетона, в результате чего под нагрузкой сначала возникали большие рыхлые деформации, а затем быстро развивались силовые трещины. Таким образом, эксперименты показали недопустимость применения таких закладных деталей. При двухстенчатых упорах, где бетон, нагревавшийся сваркой, не работал на смятие, результаты были значительно более благоприятными.  Эксперименты МАДИ выявили специфический характер разрушения бетона, сминаемого жестким упором. Разрушение происходило в виде отрыва железобетонной плиты от стали, причем на стали перед упором оставался бетонный клин (рис. 132) с уклоном примерно 1:2,5, незначительно изменяющимся, в зависимости от конструкции упора (рис. 133, а). При сдвиге железобетонная плита отделялась от стали, поднимаясь по этому клину, как по наклонной плоскости. Теоретический анализ напряжений в бетоне показал, что разрушение по поверхности указанного клина происходит не от сдвига, а от отрыва. Растягивающие напряжения возникают на большей части длины рассматриваемой наклонной площадки, только в непосредственной близости от упора действуют сначала сжимающие напряжения. При возникновении наклонной трещины в зоне растягивающих напряжений эти сжимающие напряжения пропадают, трещина развивается в направлении к упору и происходит разрушение.  Отношение разрушающего сминающего напряжения к призменной прочности бетона составляло от 2,1 до 3,4. В ЦНИИСе в 1958—1959 гг. было испытано 6 опытных образцов с дугообразными упорами (рис. 134, а) и 3 опытных образца с двухстенчатыми упорами (рис. 134, б). Особенностью этих образцов было наличие двух упоров в каждом железобетонном блоке, что существенно приближало условия работы образцов к условиям работы реальной конструкции, в частности, в отношении распределения усилий между упорами, воспринятая моментов от эксцентриситетов сдвигающих сил и т. д.  Основное внимание в этих испытаниях было уделено специфике работы при многократно повторных загружениях и сборной конструкции железобетонной части. Железобетонные блоки были изготовлены отдельно и соединены со стальной конструкцией при дугообразных упорах укладкой раствора подливки и замоноличиванием окон бетоном на мелком заполнителе, а при двухстенчатых упорах — сваркой и последующим инъецированием раствора подливки. Образцы испытывали нагрузкой, возрастающей ступенями по 10 T (при нагрузке условного нуля 5 Т), с разгрузками на каждой ступени. На ступенях 35, 65 и 95 Г нагрузке давалось по десяти повторений с выявлением петель гистерезиса при первом и последнем загружении. Графики деформаций сдвига при статических испытаниях опытных образцов были сходны с графиками типа рис. 131, полученными в МАДИ. На рис. 135 помещены осредненные и упрощенные графики сдвига при статических испытаниях, а на рис. 136 приведен пример кривых стабилизации сдвигов при повторных загружениях на основных ступенях нагрузки.  Пульсационные испытания показали, что видимая стабилизация деформаций после небольшого количества статических загружений в действительности часто является далеко не полной. На графике, приведенном в качестве примера на рис. 137, видно, что на ступени 55 T деформации, которые можно было считать стабилизировавшимися после десяти загружений, увеличились более чем вдвое в результате последовавших 2 млн. загружений. Однако на этой ступени нагрузки имелась вполне определенная тенденция к стабилизации деформаций, в частности, сдвиг от первых 500 тыс. циклов в 12 раз превышал сдвиг от последних 500 тыс. пульсов. На ступени 75 T такой стабилизации под пульсационными нагрузками не произошло; примерно после 1 млн. циклов начали постепенно развиваться усталостные явления в бетоне, и нарастание деформаций стало убыстряться. После 1,5 млн. циклов объединение железобетона и стали настолько расстроилось, что эксплуатационная способность его была признана исчерпанной и испытания были прекращены. Рассматриваемые испытания еще более ярко, чем предшествовавшие, показали неупругий характер работы объединения железобетона и стали на жестких упорах. После статических загружений с относительно небольшим количеством повторений на ступени 95 T упругие деформации составляли для образцов с дугообразными упорами всего 25—30%, а для образцов с двухстенчатыми упорами — около 65% полных деформаций. После пульсации упругие деформации составляли соответственно всего только 10—15 и 25—45% полных деформаций. Интересно, что объединение жесткими упорами при повторных и пульсационных загружениях оказалось в опытах ЦНИИС более деформативным и менее упругим, чем объединение петлевыми анкерами, рассчитанное на ту же нагрузку.  Особенностью образцов ЦНИИС как с дугообразными, так и с двухстенчатыми упорами было заанкеривание железобетонных блоков против отрыва от стали. Однако, несмотря на заанкеривание, с самого начала загружения наблюдались деформации отрыва железобетонных блоков от стального элемента. Сцепление в подавляющем большинстве случаев нарушалось между бетоном блока и подливкой, а не между подливкой и сталью. Подливка практически не участвовала в передаче усилий с упора на бетон. Нарушение сцепления происходило не скачкообразно, а постепенно — в ходе непрерывного процесса деформирования, трещинообразования и разрушения. Нарушение сцепления связано в большей степени с деформациями отрыва, чем с деформациями сдвига. Исчерпание эксплуатационной способности объединения жесткими упорами (расстройство, выражающееся в интенсивном раскрытии трещин) происходило незадолго до исчерпания несущей способности, при больших деформациях сдвига — порядка 0,5 мм при двухстенчатых упорах и порядка 1—3 мм при дугообразных упорах. Разрушение образцов ЦНИИС в большинстве случаев происходило с оставлением перед упором бетонного клина, аналогичного отмеченному в опытах МАДИ. Однако если в опытах МАДИ при отсутствии заанкеривания структура бетона в клине, как правило, была ненарушенной, что позволяло оценивать разрушение как отрыв по поверхности клина, то в опытах ЦНИИС бетон перед упором оказывался раздробленным (см. рис. 133, 6). Следовательно, разрушение имело характер отрыва частиц бетона друг от друга не по одной поверхности клина, а по многим поверхностям как наружным, так и внутри объема клина. Данные опытов ЦНИИС свидетельствуют о том, что если клин разрушения перед упором распространяется за пределы окна, в котором замоноличен упор, то несущая способность объединения примерно в равной степени зависит и от прочности бетона блока, и от прочности бетона замоноличивания окна. Отношения разрушающего сминающего напряжения к призменной прочности бетона, подсчитанные по площади смятия без учета подливки и по средней прочности бетона блоков и окон, составляли для дугообразных упоров от 3,16 до 3,80. Для двухстенчатых упоров это отношение колебалось от 2,52 до 2,90.  Некоторые образцы с дугообразными упорами были выполнены со сближенными расстояниями между упорами с целью проверки опасности скалывания бетона по ломаной поверхности, проходящей по периметрам упоров. Во всех образцах образовались клинья разрушения, а скалывания по ломаной поверхности не произошло, хотя средние скалывающие напряжения по этой поверхности при исчерпании несущей способности достигали 35% кубиковой прочности бетона. В образцах с дугообразными и двухстенчатыми упорами в ряде случаев наблюдались S-образные изгибы стальных полок (рис. 138) и надрывы в сварных швах прикрепления упоров. Оба эти явления говорят о значительных изгибающих моментах, действующих в прикреплениях упоров рассматриваемых видов; защемления упоров в железобетоне практически не было.  Деформации стальных частей сталежелезобетонного элемента являются одной из причин отрыва железобетона от стали. Кроме того, отрывающие усилия между железобетоном и сталью возникают от эксцентрицитета между центром тяжести сечения бетона и центром площадки смятия упора, а также от других причин, освещенных выше. Испытания опытных объединенных балок с жесткими упорами Статические и пульсационные испытания опытных объединенных балок пролетом 6 м, проведенные в 1957—1958 гг., дали материал о работе шва объединения на жестких упорах в изгибаемой конструкции. В частности, испытания показали возможность некоторого перераспределения сдвигающих усилий по длине балки за счет деформаций сдвига и в то же время несущественность влияния деформаций сдвига на работу поперечных сечений балки даже при столь небольшом пролете, как 6 м. Графики деформаций сдвига и отрыва в шве объединения железобетона и стали при статических испытаниях одной из балок приведены на рис. 139. Из этих графиков следует, что деформации отрыва железобетона при отсутствии заанкеривания имеют примерно ту же величину, что и деформации сдвига. Однако в отличие от деформаций сдвига деформации отрыва начинают интенсивно развиваться только после появления в шве первой трещины (в частности, после нагрузки P = 15 T в случае, отображенном графиком рис. 139, б). На воспринятие сдвигающих усилий упоры включаются в работу сразу после приложения вертикальной нагрузки к объединенной балке, а не после появления первой трещины, как это предполагали некоторые исследователи. При устройстве специальной анкеровки железобетонной плиты деформации отрыва уменьшаются, и первая трещина появляется на более высокой ступени нагрузки. Особенно ярко влияние анкеровки сказалось на результатах пульсационных испытаний. Например, в балке без анкеровки объединение расстроилось после примерно 800 тыс. пульсов при максимальных напряжениях смятия под упорами, равных 1,7Rпр бетона блоков и 0,83 Rпр бетона замоноличивания. В аналогичных испытаниях другая балка, имевшая анкеровку, выдержала без расстройства объединения 2 млн. пульсов при максимальных напряжениях смятия под упорами, равных 2,7 Rпр бетона блоков и 1,6 Rпр бетона замоноличивания.  При отсутствии анкеровки появление первой трещины возможно при усилиях, весьма малых по сравнению с предельными, особенно при многократно повторных и пульсационных воздействиях. Поэтому анкеровка железобетона признана сейчас обязательной. При испытаниях балок со сборной железобетонной плитой первая трещина также развивалась обычно между железобетоном и подливкой, как и в образцах, работавших на продавливание, а не между подливкой и сталью. При сборной железобетонной плите деформации сдвига были значительно больше, чем при монолитной плите. Это объясняется тем, что подливка очень мало участвовала в работе, поэтому фактическая площадь смятия у упора при сборной плите оказывалась меньше, чем при монолитной. При статических испытаниях 4 пространственные балки из девяти испытанных исчерпали свою несущую способность в результате разрушения по бетону объединения железобетона со сталью. Отношение разрушающего сминающего напряжения к призменной прочности бетона, вычисленное в предположении равномерного распределения сдвигающих усилий, составляло при статических испытаниях от 2,1 до 3,8 при сборной плите (без учета подливки) и достигало 4,5 при монолитной плите. Разрушение вследствие сдвига и отрыва железобетонной плиты при статических испытаниях происходило хотя и после больших деформаций, но внезапно. При пульсационных испытаниях, напротив, наблюдалось постепенное расстройство объединения, выражавшееся в постепенном раскрытии трещин и увеличении подвижности железобетона относительно стали, что в конечном счете приводило к почти полному отделению железобетона от стали на участках действия сдвигающих сил. Как при статических, так и при пульсационных испытаниях образовывались клинья разрушения или клинья отрыва перед упорами (см. рис. 133). Неудовлетворительными оказались результаты испытаний опытной объединенной балки с цилиндрическими упорами в виде закладных деталей, привариваемых к стальному поясу через окна в плите. Работа на смятие бетона, подвергавшегося нагреву при сварке, привела к большим рыхлым деформациям сдвига, увеличению полных деформаций сдвига в 1,5—2 раза и уменьшению несущей способности на 25%. Расчетные и конструктивные рекомендации по объединению с применением жестких упоров На основе всестороннего анализа данных статических и пульсационных испытаний опытных образцов и балок с жесткими упорами для расчета объединения по местному сжатию бетона при сдвиге в Технических условиях CH 200-62 и Технических указаниях BCH 92-63 рекомендуются следующие формулы:  При сборной железобетонной плите и расположении упоров в окнах и поперечных швах толщину подливки не включают в площадь смятия, а расчетные сопротивления Rпр и R'пр принимают по марке бетона блоков. В случае если прочность бетона замоноличивания меньше прочности бетона блоков, в расчет следует вводить полусумму их расчетных сопротивлений. При расположении упоров в продольных швах плиты площадь смятия учитывают полностью, а расчетные сопротивления берут по марке бетона замоноличивания швов. Формула расчета на прочность, как это видно из изложенного выше материала, соответствует не исчерпанию несущей способности, а более раннему состоянию, связанному с некоторыми предельными величинами раскрытия трещин и развития деформаций сдвига, определяющими исчерпание эксплуатационной способности. Формула расчета на выносливость получена с некоторым запасом, учитывая небольшое количество опытных данных. Коэффициент 1,5, имеющийся в этой формуле, подобран так, чтобы практически погасить учитываемое в величине R'пр улучшение механических характеристик бетона со временем. Для автодорожных и городских мостов, в которых расчет на выносливость по бетону пока еще не разработан и не регламентирован, оставлена прежняя формула расчета на прочность  которая, как показали исследования, практически дает гарантию и против усталостного разрушения в условиях работы автодорожных и городских мостов. Увеличение сопротивления бетона смятию по сравнению с сопротивлением его осевому сжатию объясняется местным характером смятия и благоприятным воздействием бетона, окружающего упор со всех сторон. Если упор находится в относительно узком ребре, а ширина упора занимает почти всю ширину ребра, то такое благоприятное воздействие с боков отсутствует, и сопротивление смятию должно быть снижено. Коэффициент снижения принимают 0,9 при 1,5 by ≥ bp ≥ 1,3 by и 0,7 при bp ≤ 1,3by, где by — ширина площади смятия, а bр — ширина ребра или вута на уровне центра тяжести этой площадки. Поскольку при всех видах объединительных деталей перед разрушением происходят большие деформации, сопротивление сдвигу каждого участка шва объединения железобетона и стали определяют как сумму сопротивлений всех средств объединения, находящихся на данном участке. Это имеет большое практическое значение, так как позволяет учитывать работу вертикальных или наклонных анкеров совместно с жесткими упорами, учитывать работу торцов заанкеренных закладных деталей, планок, несущих анкеры, и т. д. Практиковавшаяся ранее проверка бетона на скалывание по ломаному сечению, проведенному по периметрам упоров, заменена на основании экспериментов конструктивным требованием, ограничивающим минимальное расстояние между жесткими упорами. Расстояние в свету между жесткими упорами на уровне площадки смятия должно быть не менее 3,5-кратной высоты этой площадки, что обеспечивает образование полного клина разрушения при исчерпании несущей способности. Тыльные вертикальные продольные ребра упоров при определении расстояния в свету не учитывают. Сварные швы, болты или заклепки прикрепления жесткого упора работают на сочетание сдвигающей силы, изгибающего момента и (в некоторых случаях) отрывающего усилия. В большинстве случаев изгибающий момент равен Me = Tec (рис. 140). Проверка швов на прочность и выносливость с учетом полного изгибающего момента Me вызывает необходимость значительного увеличения их размеров, что для отдельных конструкций упоров очень нежелательно. Для этих конструкций упоров целесообразно защемить их в бетоне и значительно разгрузить тем самым швы от воспринятия изгибающего момента.  Работа прикрепления на передачу изгибающего момента возможна, если деформации сопровождаются поворотом упора относительно стальной конструкции в вертикальной плоскости. Поскольку поворот железобетонной плиты относительно стальной конструкции практически невозможен, для работы прикрепления на передачу изгибающего момента упор должен иметь возможность некоторого поворота внутри бетона. Очевидно, что если такая возможность будет в значительной степени устранена защемлением упора в теле бетона, то при проявлении деформаций смятия бетона перед упором в работу будут вступать защемляющие детали (например, анкеры, горизонтальные планки, а также вертикальные детали при избыточной площади смятия бетона), передающие на бетон усилия, почти полностью уравновешивающие момент Me = Tec. Соответственно прикрепление будет разгружено от передачи изгибающего момента, и расчет можно вести только на передачу сдвигающего усилия Т. При этом к напряжениям в прикреплении технические условия вводят коэффициент неравномерности 1,2, чем учитывают небольшую часть момента Me, передающуюся на прикрепление. Прочность деталей, защемляющих упор в бетоне, и прочность бетона, находящегося в контакте с этими деталями, должны быть проверены на воспринятие полного момента Me. Для обеспечения выносливости стальных поясов с приваренными объединительными деталями и прикреплений этих деталей необходимо соблюдение всех расчетных и конструктивно-технологических требований, предъявляемых Техническими условиями CH 200-62 к сварным мостовым конструкциям. В расчете выносливости учитывают соответствующие эффективные коэффициенты концентрации напряжений β. При конструировании обычного заанкеривания железобетона на стали следует учитывать, что ответственность заанкеривания увеличивается с ростом вертикального эксцентрицитета между центром площадки смятия и центром тяжести сечения железобетонной плиты, а также с уменьшением высоты упора. Расстояние в свету между анкерующими деталями должно быть не более 8-кратной средней толщины железобетонной плиты, как и между объединительными деталями, работающими на сдвиг. |
