---

В.З Несуча спроможність центрально-стиснутих кам'яних стовпів, підсилених по-передньо напруженими металевими навісними обоймами, МН

N = N_se+ m_qφ ΔN_ms, (В.7)

те саме - обоймами-стояками:

N = N_se+ m_qφ (ΔN_ms+ nN_s2), (В.8)

де m_g- коефіцієнт, що враховує вплив тривалого навантаження;

N_ms - збільшення несучої спроможності підсиленого кам'яного стовпа, МН;

N_s2- несуча спроможність металевих кутиків, МН;

n - число поздовжніх металевих кутиків з несучою спроможністю N_s2.

ΔN_ms= A_msR_1,t/ μ^* ; (B.9)

^*= 0,5(12)_z/ {2,2R_uln(1_z/ (1,1 R_u))} ; (В.9.а)

_z= N_se/A_ms ; (В.9.б)

 = 0,2,

де R_1,t- мінімальна міцність цегли зовнішньої верстви на розтяг при вигині, МПа;

μ^* - коефіцієнт Пуассона, що приймається з урахуванням пластичних деформацій кладки і дорівнює 0,35  0,50

N_s2= φ_s2A_s2R_s2_c2, (В.10)

дe φ_s2- коефіцієнт поздовжнього вигину кутика з розрахунковою довжиною, яка дорівнює кроку поперечних хомутів;

A_s2 – площа поперечного перерізу кутика, м²;

R_s2 – розрахунковий опір сталі кутика за межею текучості, МПа;

_c2 – коефіцієнт умов роботи кутика (див. 4 СНіП ІІ-23).

В.4 Поперечні хомути встановлюються, виходячи з умови міцності

_s1= N_o1/ A_s1+  ΔN_ms* / A_ms R_s1_c1, (В.11)

де: _s1 – напруження поперечних хомутів, МПа;

 = S H E_s/ (S H E_ms,0+ 2 A_s1E_s(1 – ^*)), (В.12)

N_o1 – розрахункове зусилля попереднього напруження поперечних хомутів, МН;

A_s1 – площа поперечного перерізу хомутів, м²;

R_s1 – розрахунковий опір сталі за межею текучості, МПа;

_c1 – коефіцієнт умов роботи поперечних хомутів (див. 4 СНіиП ІІ-23);

S – крок поперечних хомутів, м;

Н – висота поперечного перерізу кам’яного стовпа, м;

Е_s – модуль пружності сталі, МПа.

Крок хомутів приймається з умов

S  B; S  0,5 м; S  40 i_s, (В.13)

де: В – ширина поперечного перерізу кам’яного стовпа, м;

i_s – радіус інерції металевого кутика обойми, м.

В.5 Максимальне значення зусилля попередньої напруги поперечних хомутів визначається, виходячи з умови відсутності вертикальних деформацій розтягу кам’яної кладки

N_ol,max S(b – t) N_sс/ (2A_ms^*) , (В.14)

де: b і t – ширина і товщина полиці металевого кутика.

Мінімальне значення зусилля попереднього напруження поперечних хомутів приймається, виходячи з умови забезпечення спільної роботи кам'яної кладки і металевої обойми

N_o1,min> A_s1(₁+ ₂+ ₃), (В.15)

де: ₁ – втрати від усадки розчину між обоймою і кладкою, МПа (допускається приймати ₁ = 30 МПа) ;

₂ – втрати від релаксації напружень (₂ > 0), МПа;

₂ = (0,1N_o1/А_s1) – 20 , (В.16)

₃ – втрати від деформацій обтиснення кладки по поверхні тріщин і розчину між кутиками обойми і кладкою, МПа. При механічному способі натягу втрати напруг ₃ не враховуються.

В.6 Величина зусилля попереднього напруження металевих кутиків N₀₂ обойми стояка приймається, виходячи з умов:

N₀₂ 0,01MH; N₀₂ Nse / n; N₀₂ N_s2. (В.17)

В.7 Попереднє напруження елементів обойми-стояка необхідно здійснювати за однією з трьох схем у залежності від деформативності кам'яної кладки і металевих кутиків:

1) за умови _ms>_s2 у першу чергу виконується попереднє напруження поперечних хомутів,

де: _ms= ΔN_ms/(A_msE_ms,_o) ; (В.18)

_s2= (N_s2– N_o2)/(A_s2E_s). (В.19)

Металеві кутики включаються в роботу при навантаженні, МН

N = N_se+ ΔN_se– ΔN_se,1 , (В.20)

де: ΔN_se,₁= (N_s2– N_o2)(A_msE_ms,_o+ n A_s2E_s) / ( A_s2E_s); (В.21)

2) за умови _ms < _s2 у першу чергу виконується попереднє напруження металевих кутиків.

Поперечні хомути включаються в роботу при навантаженні, МН

N = N_se+ ΔN_se– ΔN_se,₂ , (В.22)

де: ΔN_se,2= ΔN_ms(A_msЕ_ms,o+ n A_s2E_s) / (A_msE_ms,o); (В.23)

3) за умови _ms= _s2 поперечні хомути і металеві кутики включаються в роботу одночасно.

В.8 При моделюванні спільної роботи основи і споруди в складних інженерно-геологічних умовах необхідно враховувати вертикальні і горизонтальні деформації ґрунтів від навантажень, переданих на основу, а також  примусові вертикальні і горизонтальні деформації основи від осідання, підробітку, карстових провалів тощо.

В.9 Площа поперечного перерізу попередньо напружених тяжів визначається з умови міцності кладки на зріз

А_s= 0,2 R_зpL h / ( R_s_c) , (В.24)

де: А _s – площа поперечного перерізу попередньо напружених тяжів, м²;

R_зp – розрахунковий опір зрізу кладки по неперев'язаному перерізі, МПа;

L – довжина стіни, м ;

h – товщина стіни, м;

R_s – розрахунковий опір сталі, що використовується, за межею текучості, МПа;

_c – коефіцієнт умов роботи (при створенні попередньої напруги механічним шляхом з контролем зусиль _c = 0,85; електротермічним шляхом з контролем подовжень – _c = 0,75).

Включення тяжів у роботу необхідно робити при досягненні цементно-піщаним розчином 50 % міцності після зачеканювання тріщин.

Зусилля попереднього напруження тяжів N_o визначається за формулою

N_o= 0,5 А_sR_s_c, (В.25)

де: N_o– зусилля попередньо напружених тяжів, МН.

ДОДАТОК Г

(обов'язковий)

ПЕРЕВІРКА МІЦНОСТІ І СТІЙКОСТІ ЕЛЕМЕНТІВ СТАЛЕВИХ КОНСТРУКЦІЙ З УРАХУВАННЯМ ЗМІНЕНИХ ГЕОМЕТРИЧНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПЕРЕРІЗУ

Г.1 Перевірка міцності елементів, що сприймають статичне навантаження за критерієм граничної текучості, виконується за формулами:

центрально-розтягнуті чи стиснуті симетрично підсилені елементи:

N / A_n  R_y0_з_N, (Г.1)

де _N- коефіцієнт, що враховує рівень і знак початкової осьової сили; для розтягнутих і стиснутих елементів, підсилених без використання зварювання, _N= 0,95; для стиснутих елементів, підсилених з допомогою зварювання, - _N = 0,95 – 0,25₀;

згинальні елементи:

M / W_n  R_у0_з_м , (Г.2)

стиснуто- і розтягнуто-вигнуті елементи:

. (Г.3)

У формулах (Г.2) і (Г.З) коефіцієнт умов роботи _м= 0,95 для зварних конструкцій, що працюють в особливо тяжких умовах експлуатації, і _м⁼ 1 - для інших конструкцій. При N / (A_nR_у0)  0,6 значення _м приймаються рівними _N.

Перевірка міцності центрально-розтягнутих чи стиснутих несиметрично підсилених елементів здійснюється за формулою (Г.З), при цьому згинальні моменти підраховуються щодо осей х і у підсиленого перерізу.

Перевірку міцності згинальних і стиснуто- чи розтягнуто-вигнутих елементів по дотичних, місцевих і приведених напруженнях виконують за СНіП 11-23 з урахуванням змінних геометричних характеристик перерізу.

У формулах (Г1) – (Г3): N - розрахункове поздовжнє зусилля; M - розрахунковий згинальний момент МН-см; A_n - площа поперечного перерізу нетто cм²; J_xn, J_yn – моменти інерції перерізу нетто см⁴; W_h - момент опору нетто см³; M_x, M_y– згинальні моменти відносно осей x-х, y-y відповідно МНсм; R_y0 – розрахунковий опір підсилюваного елемента, МПа; _с – коефіцієнт умов роботи, що приймається згідно з 4.5.2 даних Норм; ₀ – рівень початкового навантаження, що приймається у відповідності з 4.5.4 цих Норм.

Перевірку міцності згинальних та стиснуто- або розтягнуто-вигнутих елементів по до-тичних, місцевих і приведених напруженнях виконують за СНіП ІІ-23 з урахуванням геомет-ричних характеристик перерізу.

Г.2 Розрахунок на стійкість стиснутих елементів суцільного перерізу в площині дії моментів виконується за формулою

N/_еA  _з , (Г.4)

де: А – площа підсиленого перерізу, см²;

– усереднене значення розрахункового опору, прийняте за Г.4 МПа;

_с – коефіцієнт умов роботи, прийнятий відповідно до 4.5.2 цих Норм;

_е – коефіцієнт, що визначається за СНіП II-23 у залежності від умовної гнучкості підсиленого елемента  і приведеного відносного ексцентриситету m_ef = m_f ;

 – коефіцієнт впливу форми перерізу за СНіП II-23.

Ексцентриситет визначається за формулою

m_f = e_fA / W_c , (Г.5)

де : e_f – еквівалентний ексцентриситет, см, що враховує особливості роботи підсиленого стержня й визначається за Г.3);

W_c – момент опору для найбільш стиснутого волокна, см³.

Стійкість центрально стиснутих симетрично підсилених елементів перевіряється в площині їх найбільшої гнучкості (_х  _у). Якщо відношення гнучкості (_х  _у) після підсилення змінилосяі нові гнучкості _0х та _0y стали такими, що _0х  _0y, то перевірка стійкості за формулою (Г.4) виконується щодо обох головних осей перерізу.

Г.З Розрахункове значення еквівалентного ексцентриситету визначається за формулою

e_f = e + f_* , (Г.6)

де f_* - початковий прогин підсилюваного елемента, см;

е - ексцентриситет поздовжньої сили щодо центральної осі підсиленого перерізу після підсилення, см.

У тих випадках, коли ексцентриситет поздовжньої сили залишається невідомим, його значення визначається виразом e = m_f – e_А, де e_А- зміщення центра ваги перерізу при під- силенні, см, що приймається зі своїм знаком.

У загальному випадку стиску з вигином, а також у випадку прикладення додаткових поздовжніх чи поперечних сил після підсилення величина е визначається виразом

е = M/N,

де М - розрахунковий момент щодо центральної осі підсиленого перерізу.

Г.4 У випадку використання елементів підсилення зі сталі, для якої розрахунковий опір R_yr не дорівнює, але близький до розрахункового опору сталі підсилюваного елемента R_y0 (1   = R_yr/ R_y0  1,15), значення R слід приймати рівним R_y0.

При  > 1,15 усереднений розрахунковий опір бісталевого елемента визначається за формулою

R = R_y0 , (Г.7)

де: , ;

/₀, І - моменти інерції, см⁴, відповідно непідсиленого і підсиленого перерізу для осі, щодо якої виконується перевірка стійкості;

а₀- площа непідсиленого перерізу, см².

Г.5 Розрахунок на стійкість підсилених відцентрово стиснутих і стиснуто-вигнутих стержнів із ґратами, розташованими в площинах, паралельних площині вигину, що збігається з площиною симетрії, необхідно виконувати за формулою

, (Г.8)

де _е, _віт- коефіцієнти зниження несучої спроможності всього перерізу й окремої вітки, прийняті за (Г.6) і (Г.7);

А - площа поперечного перерізу підсилених віток, см².

Г.6 Коефіцієнт _е, необхідно приймати за СНіП ІІ-23 у залежності від умовної при­веденої гнучкості і відносного ексцентриситету т, що визначаються за формулами:

; (Г.9)

m = e_f (A/I_y) a_c , (Г.10)

де: λ_y гнучкість підсиленого стрижня щодо осі, перпендикулярної до площини вигину;

α_I коефіцієнт, обумовлений за СНіП II-23;