2 часть

4.11. Глубину заделки двухветвевых колонн необходимо проверять также по анкеровке растянутой ветви колонны в стакане фундамента.

Глубину заделки растянутой ветви двухветвевой колонны в стакане необходимо проверять по плоскостям контакта бетона замоноличивания:

с бетонной поверхностью стакана - по формуле

d_c і N_p / {[2 (l_d + 0,1) + h_cў - b_cў] R_anў} ; (112)

с бетонной поверхностью ветви колонны - по формуле

d_c і N_p / 2 (b_cў + h_cў) R_anўў . (113)

В формулах (112), (113):

d_c - глубина заделки двухветвевой колонны, м;

N_p - усилие растяжения в ветви колонны, тс;

h_cў, b_cў - размеры сечения растянутой ветви, м;

R_anў, R_anўў - величина сцепления бетона, принимаемая по табл. 7, тс/м².

Таблица 7

П р и м е ч а н и е. Величина R_bt относится к бетону замоноличивания.

4.12. Минимальную толщину стенок неармированного стакана поверху следует принимать не менее 0,75 высоты верхней ступени (подколонника) фундамента или 0,75 глубины стакана d_p и не менее 200 мм.

В фундаментах с армированной стаканной частью толщина стенок стакана определяется расчетом по пп. 2.34, 2.35 и принимается не менее величин, указанных в табл. 8.

Таблица 8

4.13. Толщину дна стакана фундаментов следует принимать не менее 200 мм.

4.14. Для опирания фундаментных балок на фундаментах следует предусматривать столбчатые набетонки, которые выполняются на готовом фундаменте. Крепление набетонок к фундаменту рекомендуется осуществлять за счет сцепления бетона с предварительно подготовленной поверхностью бетона фундамента (насечки) или приваркой анкеров к закладным изделиям, или с помощью выпусков арматуры, предусмотренных в теле фундамента (при отношении высоты набетонки к ее меньшему размеру в плане і 15).

АРМИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ

4.15. Армирование подошвы фундаментов следует производить сварными сетками но серии 1.410-3 и ГОСТ 23279-84.

4.16. В случае, когда меньшая из сторон подошвы в фундаменте имеет размер b Ј 3 м, следует применять сетки с рабочей арматурой в двух направлениях (черт. 27, а).

При b > 3 м применяются отдельные сетки с рабочей арматурой в одном направлении, укладываемые в двух плоскостях. При этом рабочая арматура, параллельная бульшей стороне подошвы l, укладывается снизу. Сетки в каждой из плоскостей укладываются без нахлестки с расстоянием между крайними стержнями не более 200 мм (черт. 27, б).

Черт. 27. Армирование подошвы фундамента

а - при b Ј 3 м; б - при b > 3 м; 1- нижние сетки; 2 - верхние сетки

Минимальный диаметр рабочей арматуры сеток подошв принимается равным 10 мм вдоль стороны l Ј 3 м и 12 мм при l > 3 м.

4.17. При выполнении условия

l_b > l_an (114)

анкеровка продольной рабочей арматуры сеток подошв считается обеспеченной, l_b - длина участка нижней ступени, на котором прочность наклонных сечений обеспечивается бетоном, определяемая по формуле

l_b = 0,75 h₁ , (115)

где h₁ - высота нижней ступени фундамента;

р_max - максимальное краевое давление на грунт, вычисляемое по формулам (5), (6);

l_an - длина анкеровки арматуры, определяемая по формуле

l_an = (0,5 R_s A_st / R_b A_sf + 8) d , (116)

где A_st, A_sf - обозначения те же, что в п. 2.59;

d - диаметр продольной арматуры.

При невыполнении условия (114) в сетках необходимо предусмотреть приварку поперечных анкерующих стержней на расстоянии не более 0,8 l_b от края продольного стержня. Диаметр анкерующего стержня рекомендуется принимать не менее 0,5d продольной арматуры.

Анкеровка рабочей арматуры в подошве фундамента считается обеспеченной, если хотя бы один из поперечных стержней сетки, приваренный к рабочей продольной арматуре, располагается в пределах участка l_b.

4.18. Подколонники рекомендуется армировать, если это необходимо по расчету, вертикальными сварными плоскими сетками по ГОСТ 23279-85.

4.19. Минимальный процент содержания арматуры s и s' во внецентренно сжатом железобетонном подколоннике должен составлять не менее 0,04 % площади его поперечного сечения.

В подколонниках с продольной арматурой, расположенной равномерно по периметру сечения, минимальная площадь сечения всей продольной арматуры должна приниматься не менее 0,08 %.

4.20. Железобетонные подколонники рекомендуется армировать вертикальными сварными плоскими сетками, объединяемыми в пространственный каркас. Сетки рекомендуется устанавливать по четырем сторонам сечения подколонника (черт. 28).

Черт. 28. Армирование железобетонного подколонника пространственными каркасами, собираемыми из плоских сеток

1 - сетка

4.21. В железобетонных подколонниках, где по расчету сжатая арматура не требуется, а количество растянутой арматуры не превышает 0,3 %, допускается не ставить продольную и поперечную арматуру по граням, параллельным плоскости изгиба. В этих случаях допускается:

установка сеток только по двум противоположным сторонам сечения подколонника, как правило, в плоскостях, перпендикулярных плоскости действия бульшсго из двух воздействующих на фундамент изгибающих моментов;

соединение плоских сеток в пространственный каркас без соединения продольных стержней хомутами и шпильками. Толщина защитного слоя бетона (см. п. 5.19 СНиП 2.03.01-84) в этом случае должна быть не менее 50 мм и не менее двух диаметров продольной арматуры (черт. 29);

сетки устанавливаются на всю высоту подколонника.

Черт. 29. Армирование железобетонного подколонника двумя сетками

1 - арматурная сетка

4.22. В случаях, когда по расчету принято бетонное сечение подколонника, пространственный каркас устанавливается только в пределах стаканной части с заглублением ниже дна стакана на величину не менее 35 диаметров продольной арматуры (черт. 30).

Черт. 30. Армирование бетонного подколонника, имеющего стакан
под сборную колонку

1 - сетка

4.23. Если в сечении бетонного подколонника возникают растягивающие или сжимающие напряжения менее 10 кгс/см², то при максимальных сжимающих напряжениях более 0,8R_b (напряжения определяются как для упругого тела) необходимо выполнять конструктивное армирование на всю высоту подколонника. При этом площадь сечения арматуры с каждой стороны подколонника должна быть не менее 0,02% площади его поперечного сечения, а в случае расположения арматуры по периметру сечения - не менее 0,04 %.

4.24. При расчетном или конструктивном армировании подколонника диаметр продольных стержней вертикальной арматуры принимается не менее 12 мм. В бетонном подколоннике минимальный диаметр продольной арматуры принимается равным 10 мм.

4.25. Горизонтальное армирование стаканной части подколонника осуществляется сварными плоскими сетками с расположением стержней у наружных и внутренних поверхностей стенок стакана. Продольная вертикальная арматура должна размещаться внутри горизонтальных сеток. Диаметр стержней сеток принимается не менее 8 мм и не менее четверти диаметра продольной арматуры вертикального армирования подколонника.

4.26. Расположение горизонтальных сеток следует принимать по черт. 31.

Черт. 31. Схема расположения горизонтальных сеток армирования
подколонника:

а - при e0 > lc/2; б - при lc/6 < e0 Ј lc/2

4.27. Толщина защитного слоя бетона для рабочей арматуры подколонника должна быть не менее 30 мм, а для подошвы фундамента при условии устройства под ним бетонной подготовки принимается равной 35 мм.

4.28. При необходимости косвенного армирования дна стакана устанавливают сварные сетки (от двух до четырех).

5. IIPOЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ С ПОМОЩЬЮ ЭВМ

5.1. Для подбора типовых (например, из номенклатуры серии 1.412) или проектирования нетиповых фундаментов имеется ряд программ, в которых реализованы алгоритмы расчета оснований под фундаменты и расчета прочности конструктивных элементов фундаментов.

5.2. Алгоритмы расчета грунтового основания по различным программам включают следующие нормируемые проверки, в результате удовлетворения которых определяют размеры подошвы:

по деформациям:

по величинам средних, краевых и угловых давлений под подошвой;

по форме эпюры давлений и величине отрыва;

по величине давления на кровлю слабого слоя;

по величинам осадки и крена;

по несущей способности:

по прочности скального основания;

по прочности и устойчивости нескального основания;

на сдвиг по подошве;

на сдвиг по слабому слою.

5.3. Алгоритмы расчета прочности конструктивных элементов фундамента включают следующие нормируемые проверки, в результате удовлетворения которых определяют размеры ступеней и армирование:

плитной части:

по продавливанию и раскалыванию;

по поперечной силе;

по обратному моменту;

на изгиб;

на трещиностойкость;

подколонника:

на косое внецентренное сжатие сплошного бетонного и железобетонного сечения;

на изгиб стаканной части;

на смятие под торцом колонны.

5.4. В табл. 9 приведены общие данные о специализированных программах, рекомендуемых при проектировании фундаментов на естественном основании под колонны зданий и сооружений.

Таблица 9

Окончание табл. 9

П р и м е ч а н и е. Все материалы по программам для расчета фундаментов публикуются в информационных выпусках фонда алгоритмов и программ отрасли «Строительство» Госстроя СССР.

Пример 1. Расчет внецентренно нагруженного фундамента под сборную колонну

Дано: фундамент со ступенчатой плитной частью и стаканным сопряжением с колонной серии 1.423-3 сечением l_c х b_c = 400x400 мм (черт. 32); глубина заделки колонны d_c = 750 мм; отметка обреза фундамента - 0,15 м; глубина заложения - 2,55 м; размер подошвы, определенный из расчета основания по деформациям в соответствии с указаниями СНиП 2.02.01-84, l x b = 3,3х2,7 м. Расчетные нагрузки на уровне обреза фундамента приведены в табл. 10.

Таблица 10

Окончание табл. 10

Обозначения, принятые в таблице:

g_f - коэффициент надежности по нагрузке;

х - направление вдоль бульшего размера подошвы фундамента.

П р и м е ч а н и е. Материал - сталь класса А-III.

Черт 32. Внецентренно нагруженный фундамент под сборную колонну

R_s = R_sc = 355 МПа (Ж 6-8 мм) (3600 кгс/см²);

R_s = R_sc = 365 МПа (Ж 10-40 мм) (3750 кгс/см²);

E_s = 2 Ч 10⁵ МПа (2 Ч 10⁶ кгс/см²).

Бетон тяжелый класса В 12,5 по прочности на сжатие:

R_b = 7,5 МПа (76,5 кгс/см²); R_bt = 0,66 МПа (6,75 кгс/см²);

R_bt.ser = 1,0 МПа (10,2 кгс/см²); E_b = 21 Ч 10³ МПа (214 Ч 10³ кгс/см²).

Коэффициенты условий работы бетона: g_b2 = 0,9; g_b9 = 0,9 (для бетонных сечений).

НАЗНАЧЕНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ
ФУНДАМЕНТА

ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ПОДКОЛОННИКА В ПЛАНЕ

Необходимая толщина стенок армированного стакана определяется с помощью табл. 10 для комбинации № 3 расчетных сочетаний нагрузок:

e₀ = M/N = 0,336/2,1 = 0,16 м, т.e. e₀ < 2l_с = 2 Ч 0,4 = 0,8 м.

При е₀ < 2l_с толщина стенок стакана принимается не менее 0,2l_c = 0,2ґ0,4 = 0,08 м и не менее 0,15 м. Тогда при l_с = b_с = 0,4 м минимальные размеры подколонника l_cf = b_cf = 2 Ч 0,15 + 2 Ч 0,075 + l_c = 0,85 м.

С учетом рекомендуемых модульных размеров подколонников, приведенных в табл. 4, принимаем l_cf х b_cf = 0,9 х 0,9 м; глубину стакана под колонну d_p = d_c + 0,05 = 0,75 + 0,05 = 0,8 м; площадь подошвы фундамента А = l х b = 3,3 х 2,7 = 8,91 м²; момент сопротивления подошвы фундамента в направлении бульшсго размера W = 4,9 м³.

РАСЧЕТ ПЛИТНОЙ ЧАСТИ ФУНДАМЕНТА
НА ПРОДАВЛИВАНИЕ

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЫСОТЫ ПЛИТНОЙ ЧАСТИ ФУНДАМЕНТА hpl

Высота фундамента h = 2,55 - 0,15 = 2,4 м.

Ориентировочная минимальная высота подколонника при трехступенчатом фундаменте h_cf = 2,4 - 0,3 Ч 3 = 1,5 м.

В соответствии с указаниями п. 2.6 при h_cf - d_p = 1,5 - 0,8 = 0,7 м > 0,5 (l_cf - l_c) = 0,5 (0,9 - 0,4) = 0,25 м. Высота плитной части определяется проверкой на продавливание по схеме 1 от низа подколонника.

Определяем необходимую рабочую высоту плитной части по черт. 11.

Найдем максимальное краевое давление на основание при:

сочетании 1 : р = 2,4/8,91 + (0,096 + 0,036 - 2,4)/4,9 = 0,268 + 0,038 = 0,306 МПа;

сочетании 3 : р = 2,1/8,91 + (0,336 + 0,072 - 2,4)/4,9 = 0,235 +0,104 = 0,339 МПа.

Принимаем максимальное значение p_max = 0,339 МПа.

По найденным значениям A₃ = b(l - 0,5b + b_cf - l_cf) = 2,7(3,3 - 0,5 x 2,7 + 0,9 - 0,9) = 5,26 м² и r = g_b2 R_bt / p_max = 0,9 Ч 0,66 / 0,339 = 1,75 необходимая рабочая высота плитной части фундамента h_0,pl = 62 см. Следовательно, h_pl = 62 + 5 = 67 см.

В соответствии с указаниями п. 4.4 и табл. 4 высоту плитной части принимаем равной 0,9 м. Для случая индивидуального фундамента допускается принимать высоту 0,7 м (кратной 100 мм) с высотой нижней ступени 0,3 м и верхней 0,4 м.

Укажем, что с учетом принятых в дальнейшем размеров ступеней (см. черт. 32) объем бетона плитной части в обоих случаях будет практически одинаков: 4,4 м³ при высоте плитной части 0,7 м и 4,38 м³ - при высоте плитной части 0,9 м. Вместе с тем бульшая высота плитной части позволяет снизить сечение рабочей арматуры подошвы фундамента, что отражается и на общей его стоимости (см. табл. 3 прил. 7).

При 0,5 (b - b_cf) = 0,5(2,7 - 0,9) = 0,9 м > h_0,pl = 0,9 - 0,05 = 0,85 м рабочую высоту h_0,pl можно определить также по формуле (9) с заменой b_c на b_cf, l_c на l_cf.

Вычислим значения с_l и с_b:

с_l = 0,5 (l - l_cf) = 0,5(3,3 - 0,9) = 1,2 м; с_b = 0,5 (b - b_cf) = 0,5(2,7 - 0,9) = 0,9 м; r = 1,75 (см. выше);

h_0,pl = -0,5b_cf + = -0,5 Ч 0,9 +

+ = 0,60 м.

Высота ступеней назначается по табл. 4 в зависимости от полной высоты плитной части фундамента: при h_pl = 0,9 h₁ = h₂ = h₃ = 0,3 м.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ВТОРОЙ СТУПЕНИ
ФУНДАМЕНТА

Первоначально определяем предельный вылет нижней ступени по формуле (16), приняв его одинаковым в двух направлениях (по х и по у):

с₁ = с₂ = 0,5b + (l + r)h₀₁ - = 0,5 Ч 2,7 + (1 + 1,75)(0,3 - 0,05) - = 1,35 + 0,69 - = 2,04 - 1,46 = 0,58 м.

Назначаем вылеты нижней ступени с₁ = с₂ = 0,45 м < 0,58 м и соответственно размеры второй ступени фундамента:

l₁ = l - 2c₁ = 3,3 - 2 Ч 0,45 = 2,4 м; b₁ = b - 2c₂ = 2,7 - 2 Ч 0,45 = 1,8 м.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ТРЕТЬЕЙ СТУПЕНИ
ФУНДАМЕНТА

Размеры третьей ступени определяем по формулам (17) и (18) с заменой l_c на l_cf.

l₂ = (l - 2c₁ - l_cf)h₃/(h₂ + h₃) + l_cf = (3,3 - 2 Ч 0,45 - 0,9)0,3/ (0,3 +0,3) + 0,9 = 1,65 м;

b₂ = (b - 2c₂ - b_cf)h₃/(h₂ + h₃) + b_cf = (2,7 - 2 - 0,45 - 0,9) 0,3/(0,3 + 0,3) + 0,9 = 1,35 м.

Назначаем размеры третьей (верхней) ступени l₂ x b₂ = 1,5 х 0,9 м.

Выполним проверку на продавливание двух нижних ступеней от третьей ступени, так как назначенные размеры l₂, b₂ меньше значений, полученных по формулам (17) и (18).

Проверку производим по указаниям п. 2.9 с заменой b_c и l_c на b₂ и l₂ и u_m на b_m, принимая рабочую высоту сечения

h_0,pl = h₀₁ + h₂ = 0,25 + 0,3 = 0,55 м;

так как b - b₂ = 2,7 - 0,9 = 1,8 м > 2h_0,pl = 2 - 0,55 = 1,1 м, то по формуле (7) b_m = b₂ + h_0,pl = 0,9 + 0,55 = 1,45 м; по формуле (4) A₀ = 0,5b(l - l₂ - 2h_0,pl) - 0,25 (b - b₂ - 2h_0,pl)² = 0,5 - 2,7(3,3 - 1,5 - 2 Ч 0,55) - 0,25 (2,7 - 0,9 - 2 Ч 0,55)² = 0,82 м²;

F = A₀ p_max = 0,82 Ч 0,339 = 0,274 МН.

Проверяем условие прочности по продавливанию g_b2 R_bt b_m h_0,pl = 0,9 - 0,66 - 1,45 - 0,55 = 0,474 MH > 0,274 МН, то есть условие прочности по продавливанию выполнено. Размеры фундаментов показаны на черт. 32.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СЕЧЕНИЙ АРМАТУРЫ ПЛИТНОЙ ЧАСТИ ФУНДАМЕНТА

Определяем изгибающие моменты и площадь рабочей арматуры подошвы фундамента А_sl по формулам (46)-(57) в сечениях по граням ступеней 1-1, 2-2 и по грани подколонника 3-3, 4-4.

Расчетные усилия на уровне подошвы принимаем без учета веса фундамента по 3-му сочетанию нагрузок, определяющему p_max,

N = 2,1 МН; М = 0,336 + 0,072 - 2,4 = 0,509 МН - м; e₀ = 0,509/2,1 = 0,242 м.

Изгибающие моменты в сечениях приведены в табл. 11.

Таблица 11

*При вычислении M_y по сечению 4-4 е_0,y =0, величина l заменяется на b.

Определяем площадь сечения арматуры А_sl из стали класса A-III R_s = 365 МПа (минимальный допускаемый диаметр - 10 мм).

Сечение 1-1:

определяем a₀ = М_i/R_b b_i h_0,i² = 0,091/7,5 - 2,7 - 0,25² - 0,072, тогда n = 0,963; А_sl вычисляем по формуле (43)

А_sl = 0,091 - 10⁴/365 - 0,963 - 0,25 = 10,1 см².

Сечение 2-2:

a₀ = 0,351/7,5 - 1,8 - 0,55² = 0,086; n = 0,955;

A_sl = 0,351 - 10⁴/365 - 0,955 - 0,55 = 17,8 см².

Сечение 3-3:

a₀ = 0,611/7,5 - 0,9 - 0,82² = 0,125; n = 0,932;

A_sl = 0,611 - 10⁴/365 - 0,932 - 0,85 = 20,6 см².

Принимаем по максимальному значению А_sl в направлении бульшего размера подошвы 14 Ж14A-III (A_sl = 21,55 см²).

Сечение 4-4:

a₀ = 0,315/7,5 - 1,5 - 0,85² = 0,039; n = 0,98;

A_sb = 0,315 - 10⁴/365 - 0,98 - 0,85 = 10,1 см².

Принимаем в направлении меньшего размера подошвы 17Ж10А-III (A_sb = 13,4см²).

Окончательно сечение арматуры по сечению 3-3 принимаем с учетом проверки ширины раскрытия трещин, определяемой по п. 2.55. При этом в соответствии с п. 2.57 для рассматриваемого случая условно принимаем, что М_r1 / М_r2 = 0,8 > 2/3, и выполняем проверку только продолжительного раскрытия трещин от длительного действия постоянных и длительных нагрузок.

Принимаем также, что подошва фундамента находится в условиях переменного уровня грунтовых вод и а_crc Ј 0,2 мм (п. 2.61).

Находим величины действующих моментов при расчете по предельному состоянию второй группы, уменьшив на коэффициент g_n = 1,2:

М_r1ⁿ = 0,8M_r2/1,2 = 0,8 - 0,611/1,2 = 0,407 МНЧм; M_r2ўў = M_r2/1,2 = 0,611/1,2 = 0,509 МНЧм .

Определяем a_crc, мм, пo формуле (144) СНиП 2.03.01-84:

a_crc = d j_l h s_s 20 (3,5 - 100m) /E_s ,

где m = 21,55/[30(90 + 180) + 25 - 270] = 21,55/14 850 = 0,0015 (рассматривается полное сечение фундамента);

h = 1,0; d = 1,0; j_l = 1,6-15m = 1,6 - 15 Ч 0,0015 = 1,58; = =
= 2,4 мм.

Величину s_s определяем упрощенным способом по формуле (83).

Определяем предельный момент, воспринимаемый арматурой:

М_рr =М_r2 A_sl3-3/A_sl3-3^tr = 0,611 - 21,55/20,6 = 0,64 МНЧм,

тогда s_s = R_s M_r1ⁿ/M_pr = 375 - 0,407/0,64 = 238,5 МПа;

a_crc = 1,0 - 1,58 - 1,0 - 238,5 - 20(3,5 - 100 - 0,0015)2,4/2 - 10⁵ =
= 0,303 мм > 0,2 мм.

В соответствии с п. 4.14б СНиП 2.03.01-84 при m = 0,0015 < 0,008 найденную выше величину следует скорректировать как для слабоармированного сечения.

Для этого найдем предварительно интерполированное значение величины непродолжительного раскрытия трещин от действия всех нагрузок.

Вычислим а_crc при моменте по формулам (77), (78):

М₀ = M_crc + y bh² R_bt,ser; M_crc = R_bt,ser W_pl ,

где W_pl = 2(I_b,0 + a I_s,0) /(h - х) + S_b,0 . (138) СНиП 2.03.01-84

Положение нулевой линии найдем из выражения

S_b,0ў - a S_s,0 = 0,5 (h - x) A_bt ; (139) СНиП 2.03.01-84

a = Е_s/E_b = 2 Ч 10⁵/2,1 - 10⁴ = 9,5.

Положение нулевой линии показано на черт. 33:

a S_s,0 = 9,5 - 21,55(90 - х) = 18 425- 204,73x;

S_b,0ў =90 - 30(x - 15) +0,5 Ч 180(x - 30)² = 90x² - 2700x + 40 500;

A_bt = 270 - 30 + 180 (60 - x) = 180x + 18 900 ,

тогда 90x² - 2700х + 40 500 + 204,73x - 18 425 = 0,5 (90 - х) (18 900 - 180х) или 15 054,7x = 828 425.

Следовательно, х = 55,0 см, h - х = 35,0 см.

Определим значение W_pl:

I_b,0 = 90 Ч 55³/3 + (180 - 90)25³/3 = 5 460 000 см⁴ ;

a I_s,0 = 9,524 Ч 21,55 Ч 30² = 184 717,8 см⁴;

S_b,0 = 270 Ч 30 Ч 20 +180 Ч 5²/2 = 164 250 см³ ;

W_pl = 2(5 460 000 + 184 717,8)/35 + 164 250 = 4,87 Ч 10⁵ см³.

Далее, следуя указаниям п. 4.14б СНиП 2.03.01-84, определим:

М_crc = R_bt.ser W_pl = 1 Ч 4,87 Ч 10⁶ = 0,487 МНЧм ;

= 15 Ч 0,0015 Ч 9,5 = 0,214 < 0,6 ;

М0 = 0,487 + 0,214 Ч 0,9 Ч 0,92 Ч 1,0 = 0,487 + 0,156 = 0,643 МНЧм (ширину h принимаем по ширине сжатой грани сечения) .

Черт. 33. Положение нулевой линии сечения плитной части фундамента

Определим ширину раскрытия трещин a_crc от непродолжительного действия всех нагрузок при моменте М₀:

s_s = R_s M₀ / M_pr = 365 - 0,643/0,64 = 367 МПа;

a_crc = 1,0 Ч 1,0 Ч 1,0 Ч 367 - 20(3,5 - 100 Ч 0,0015) = 0,296 мм.

Найдем интерполяционное значение ширины раскрытия трещин от непродолжительного действия всех нагрузок при М_r2ⁿ = 0,509 MНЧм (черт. 34) :

a_crc,cr = мм ,

тогда ширина продолжительного раскрытия трещин от действия длительных нагрузок определяется из условия

a_crc,dl = ,

где jў_l = 2,72 > j_l = 1,58 ;

acrc,dl = 0,11 мм < acrc,dl = 0,2 мм ,

то есть при рекомендуемом СНиП 2.03.01-84 учете специфической работы малоармированных (m < 0,008) элементов ширина раскрытия трещин существенно уменьшается.

Черт. 34. Нахождение интерполяционного значения ширины
раскрытия трещин

Принимаем арматуру подошвы фундамента A_sl класса A-III: 14Ж14 А-III (21,55 см²).

Аналогично выполняется проверка ширины раскрытия трещин по сечению 4-4.

РАСЧЕТ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ ПОДКОЛОННИКА ПОДБОР АРМАТУРЫ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ Определим действующие усилия в сечении по низу подколонника в уровне плитной части (сечение 1-1, черт. 20) по табл. 12. Высота подколонника hcf = 2,4 - 0,9 = 1,5 м. Таблица 12 № комбинаций расчетных сочетаний N1, МН Mx + Qx hcf , МНЧм 1 2,4 0,096 + 0,036 Ч 1,5 = 0,150 2 0,96 0,132 + 0,060 Ч 1,5 = 0,222 3 2,1 0,336 + 0,072 Ч 1,5 = 0,444 Принимаем армирование подколонника стержнями Ж12А-III с шагом 200 по периметру (5 Ж 12А-III, Аs = 5,65 см2). Так как hcf/lcf = 1,5 : 0,9 = 1,67 < 6, то в соответствии с п. 2.39 коэффициент h принимается равным 1,0 и учет продольного изгиба не производится. По комбинации 3 проверим сечение при внецентренном сжатии. Определяем высоту сжатой зоны из формулы (37) СНиП 2.03.01-84: х = = 0,38 м , сжатую арматуру в соответствии с п. 2.41 не учитываем. x = x / h0 = 0,38 / 0,85 = 0,45, здесь h0 - рабочая высота сечения; по формуле (25) СНиП 2.03.01-84 определяем значение xR xR = w / [ 1 + ssR (1 - w / 1,1) / ssc,u] ; w = a - 0,008Rb ; a = 0,85 ; Rb = 7,5 Ч 0,9 = 6,75 МПа ; w(= 0,85 - 0,008 Ч 6.75 = 0,796 . Так как gsp и ssp равны нулю (предварительное натяжение арматуры отсутствует), то ssR = Rs - ssp = 365 МПа; Ssc,u = 500 МПа при gb2 < 1,0. Тогда xR = 0,796/[ 1+365 (1 - 0,796/1,1) /500] = 0,66 > x = 0,45. Следовательно, расчет должен быть произведен по формуле (36) СНиП 2.03.01-84 без учета сжатой арматуры (п. 2.41) : Ne Ј Rb b x (h0 - 0,5 x) . Случайный начальный эксцентриситет esl = ecf/30 = 90/30 = 3 см; е = еsl + e0 +0,5 (h0 - aў) = 0,03 + 0,444/2,1 + 0,5 (0,85 - 0,05) = 0,64 м; Ne = 2,1 Ч 0,64 = 1,34 МНЧм . Правая часть в формуле (36) СНиП 2.03.01-84 равна 6,75 - 0,9 - 0,38 x (0,85 - 0,5 - 0,38) = 1,52 МНЧм; Ne = 1,34 МНЧм < 1,52 МНЧм, то есть прямоугольное сечение подколонника удовлетворяет условию прочности. ПОДБОР АРМАТУРЫ КОРОБЧАТОГО СЕЧЕНИЯ Подбор арматуры коробчатого сечения подколонника производим как для изгибаемого элемента на условный изгибающий момент Мk, определяемый по формулам (58) или (59). Для комбинации 3: ex = 0,444/2,1 = 0,187 м; l/6 = 0,4/6 = 0,067 м; 0,5lс = 0,2 м. Поскольку 0,067 < еx = 0,187 < 0,2, то момент Мk определяется по формуле (59): Mkx = Мх + Qx dp - 0,7Nex = 0,336 + 0,072 Ч 0,8 - 0,7 Ч 2,1 Ч 0,187 = = 0,12 MHЧм; A0 = Mkx / gb2 Rb b ho2 = 0,12/0,9 - 7,5 - 0,9 - 0,852 = 0,027, n = 0,986; As = Asў = Mkx/Rs n h0 = 0,12 - 104/365 - 0,986 - 0,85 = 3,82 см2 < 5,65 см2, то есть принятое сечение арматуры 5Ж12 А-III достаточно по прочности. ПРОВЕРКА ШИРИНЫ РАСКРЫТИЯ ТРЕЩИН В НИЖНЕМ СЕЧЕНИИ ПОДКОЛОННИКА Установим необходимость проверки ширины трещин в нижнем сечении подколонника по условиям, указанным в п. 2.52. Напряжение по минимально сжатой грани составляет sb = N/A - M/W = 2,1/0,9 - 0,9 - 0,444 - 6/0,9 - 0,92 = 2,59 - 3,65 = = -1,06 МПа. Растягивающие напряжения в бетоне, равные 1,06 МПа и определенные как в упругом теле, меньше 2Rbt,ser = 2,0 МПа. Следовательно, проверка ширины раскрытия трещин в подколоннике не производится. РАСЧЕТ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ СЕТОК АРМИРОВАНИЯ СТАКАНА Рекомендуемое расположение горизонтальных сеток показано на черт. 31. Для комбинации 3: e0 = Mx/N = 0,336/2,1 = 0,16 м < 0,5lс = 0,2 м, поэтому расположение сеток принято как для случая малых эксцентриситетов и их число при глубине стакана 800 мм равно 5. Требуемую площадь стержней одной сетки вычисляем по формуле (62) : Astr = Mkx/Rs = 0,12 - 104/365 (0,70+ 0,65+ 0,6+ 0,5+ 0,3) = 1,20 см2. Принимаем 4Ж8 А-III Аs = 2,01 см2 >Astr = 1,20 см2.Убираем вторую сетку сверху, тогда: Аstr = 0,12 - 104/365 (0,70 + 0,60 + 0,50 + 0,30) = 1,56 см2. Принимаем четыре сетки из 4Ж8 А-III, расположение которых дано на черт. 35. Черт. 35. Расположение горизонтальных сеток армирования стакана фундамента 1 - горизонтальная сварная сетка; 2 - вертикальная сварная сетка РАСЧЕТ ПОДКОЛОННИКА НА СМЯТИЕ ПОД ТОРЦОМ КОЛОННЫ Определим необходимость постановки сеток, для чего проверим прочность бетонного сечения по условию (63) Nc Ј Rb,loc Aloc1 . Величину продольной сжимающей силы Nc принимаем по формуле (26) с учетом понижения ее расчетной величины вследствие сцепления со стенками стакана: Nc = a Nmax. Так как распределение местной нагрузки неравномерно и е0 > lc/6, то = 0,75. Rb,loc = jb Rb ; jb = = 1,48 , где Aloc2 - площадь сечения подколонника; Aloc1 - площадь дна стакана. Тогда Rb,loc = gb2 gb9 Rb jb = 0,9 Ч 0,9 Ч 7,5 Ч 1,48 = 8,99 МПа. Определим величину Nc по формуле (26) : a = 1 - 0,4Rbt Acy/N, но не менее 0,85; Асу = 2 (lc + bc)dc = 2 (0,4 + 0,4) 0,75 = 1,2 м; a = 1 - 0,4 Ч 0,66 Ч 0,9 Ч 0,9 Ч 1,2/2,1 = 0,88; Nc = 2,4 Ч 0,88 = 2,11 MH. Тогда условие прочности принимает вид 0,75 - 8,99 - 0,25 = 1,69 MH < N = 2,11 MH. Следовательно, бетонное сечение но прочности не проходит и требуется постановка сеток косвенною армирования. Принимаем сетки размером 0,8ґ0,8 м из стержней Ж6 А-III с шагом 100 мм. Условие прочности по формуле (66) принимает вид N Ј Rb,red Aloc1 ; по формуле (67) Rb,red = Rb jloc,b + j mxy Rs,xy jloc,s , jb = , gb2 Rb = 0,9 Ч 7,5 = 6,75 МПа ; по формуле (70) j = 1/(0,23 + y), где по формуле (71) y = mxy Rs,xy / (Rb + 10) , mху = (nх Asx lх + nу Asy ly)/Aef,s = 2 - 9 - 0,283 - 80/80 - 80 - 10 = 0,0064; y = 0,0064 - 360/(0,9 - 7,5 + 10) = 2,30 / 16,75 = 0,137 ; j = = 2,72 ; jloc,s = 4,5 - 3,5Aloc1/Aef = 4,5 - 3,5 - 50 - 50/80 - 80 = 3,13. Отсюда Rb,red = 6,75 - 1,48 + 2,74 - 0,0064 - 360 - 3,13 = 10 + 19,8 = = 29,8 МПа. Тогда условие прочности принимает вид 29,8 - 0,25 = 7,45 MH > Nc = 2,14 MH , следовательно, сечение no прочности проходит. Произведем проверку необходимого числа сеток из условия п. 2.51: Nc Ј y Rb,loc Aloc1 , где Aloc1 = (lp + z)(bp + z) , z - расстояние от дна стакана до нижней сетки (при двух сетках z = 15 см) ; Aloc1 = (0,5 + 0,15) (0,5 + 0,15) = 0,42 м2; 0,75 - 8,99 - 0,42 = = 2,83 МН > Nc = 2,14 МН. Следовательно, достаточно двух сеток косвенного армирования. Пример 2. Расчет внецентренно нагруженного фундамента с моментами в двух направлениях Дано: фундамент со ступенчатой плитной частью и монолитным сопряжением подколонника с железобетонной колонной (черт. 36). Размеры подошвы, определенные из расчета основания по деформациям l ґ b = 4,5 ґ 3,6 м, подколонника в плане lcf ґ bcf = 1,2 ґ 0,9 м. Высота подколонника hсf > 0,5 (lcf - lc), следовательно, проверка на продавливание выполняется от нижнего обреза подколонника (см. п. 2.6, 1-ю схему). Черт. 36. Внецентренно нагруженный фундамент с моментами в двух направлениях Расчетные нагрузки на уровне подошвы фундамента, полученные из статического расчета надфундаментной конструкции с учетом коэффициента надежности по назначению gn = 0,95: N = 4,8 МН (480 тc); Мx = 1,92 МНЧм (192 тсЧм); My = 1,20 МНЧм (120 тсЧм); ex = 0,4 м; еу = 0,25 м; А = 16,2 м; Wx = 12,15 м3; Wy = 9,72 м3. Максимальные краевые давления на грунт без учета собственного веса фундамента и грунта на его обрезах определяем по формуле (6) Рx,max = 4,8/16,2 + 1,92/12,15 = 0,296 + 0,158 = 0,454 МПа (4,54 кгс/см3); Py,max = 4,8/16,2 + 1,2/9,72 = 0,296 + 0,123 = 0,42 МПа (4,2 кгс/см2). Материалы: сталь класса А-III, Rs = 365 МПа (3750 кгc/см2), класс бетона по прочности на сжатие В15, Rbt = 0,75 МПа (7,65 кгс/см2), gb2 = 1,1 (см. табл. 15 СНиП 2.03.01-84), Rb = 8,5 МПа (86,7 кгс/см2). РАСЧЕТ ПЛИТНОЙ ЧАСТИ ФУНДАМЕНТА НА ПРОДАВЛИВАНИЕ Рабочую высоту плитной части h0,pl определяем по формуле (9) : r = gb2 Rbt / pmax = 1,1 - 0,75/0,454 = 1,82, cl = 0,5 (4,5 - 1,2) = 1,65 м, cb = 0,5 (3,6 - 0,9) = 1,35 м. Вычисляем: h0,pl = -0,5 Ч 0,9 + = 0,84 м . Принимаем hpl = 0,9 м с тремя ступенями высотой по 0,3 м; h0,pl = 0,85 м. Размеры ступеней определим по прил. 3 (принимая c1 = c1ў и с2 = с2ў). Учитывая, что таблица составлена при gb2 = 1, а в нашем случае gb2 = 1,1, расчетные значения рmax снижаем: px,max = 0,454/1,1 = 0,413 МПа (4,13 кгс/см2); рy,max = 0,42/1,1 = 0,382 МПа (3,82 кгс/см2). Вылет ступеней вдоль оси х: для 1-й ступени при h1 = 0,3 м, рх = 0,413 МПа (4,13 кгс/см2), b = 3,6 м находим c3 = 0,6 м при р = 0,45 МПа (4,5 кгс/см2) > 0,413 МПа (4,13 кгс/см2); для 2-й ступени при h1 + h2 = 0,6 м и b = 3,6 м находим c2 = 1,05 м при р = 0,56 МПа (5,6 кгс/см2) > 0,413 МПа (4,13 кгс/см2); c2 = 1,2 м при p = 0,38 МПа < 0,413 МПа - то есть вылет, равный 1,2 м, не проходит; c1 = 1,65 - прочность на продавливание проверена при определении h0,pl. Вылет ступеней вдоль оси у: с3ў = 0,6 м при р = 0,475 МПа (4,75 кгс/см2) > 0,382 МПа (3,82 кгс/см2); с2ў = 1,05 м; c1ў = 1,35 м. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СЕЧЕНИЯ АРМАТУРЫ ПОДОШВЫ ФУНДАМЕНТА Моменты, действующие по граням ступеней в направлении оси х, определим по формуле (44) N = 4,8 МН (480 тc), Мx = 1,92 МНЧм (192 тсЧм), еx = 0,4 м, l = 4,5 м. В сечении 1-1: c1-1 = 1,65 м; = 4,8 Ч 1,652(1 + 6 - 0,4/4,5 - 4 Ч 0,4 Ч 1,65/4,52) / 2 - 4,5 = 2,04 MHЧм (204 тсЧм) ; в сечении 2-2: c2-2 = 1,05м ; = 4,8 Ч 1,052 (1 + 6 Ч 0,4/4,5 - 4 - 0,4 - 0,6/4,52) / 2 - 4,5 = 0,853 MHЧм (85,3 тсЧм); в сечении 3-3: с3-3 = 0,6 м; = 4,8 Ч 0,62 (1 + 6 Ч 0,4/4,5 - 4 Ч 0,4 Ч 0,6/4,52) / 2 Ч 4,5 = 0,285 МНЧм (28,5 тсЧм). Определим площадь сечения арматуры на всю ширину фундамента по формулам (42), (43). В сечении 1-1: a0 = 2,04 / 8,5 - 1,5 - 0,8552 = 0,219, по табл. 18 «Пособия по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного напряжения арматуры» n = 0,875; Аsl1 = 2,04 Ч 104/365 Ч 0,875 Ч 0,855 = 74,7 см2 ; в сечении 2-2: a0 = 0,853/8,5 Ч 2,4 Ч 0,5552 = 0,136; n = 0,9267; Asl2 = 0,853 Ч 104/365 Ч 0,9267 Ч 0,555 = 45,4 см2 ; в сечении 3- 3: a0 = 0,285/8,5 Ч 3,6 Ч 0,2552 = 0,143; n = 0,9225; Asl3 = 0,285 Ч 104/365 Ч 0,922 Ч 0,255 = 33,2 см2 . Определяющим является число арматуры по грани подколонника. Принимаем 18Ж25 A-III (88,4 см2). Моменты, действующие по граням ступеней в направлении оси у, определим по формуле (44), заменяя величины Мx, e0,x, l соответственно на Му, e0,y, b N = 4,8 МН (480 тс), Му = 1,2 МНЧм (120 тсЧм), е0,y = 0,25 м; b = 3,6 м. В сечении 1-1: c1-1ў = 1,35 м; = 4,8 Ч 1,352 (1 + 6 Ч 0,25/3,6 - 4 Ч 0,25 Ч 1,35/3,62) / 2 Ч 3,6 = 1,59 МНЧм (159 тсЧм); в сечении 2-2: c2-2ў = 1,05 м; = 4,8 Ч 1,052 (1 + 6 Ч 0,25/3,6 - 4 Ч 0,25 Ч 1,05/3,62) / 2 Ч 3,6 = 0,983 МНЧм (98,3 тсЧм); в сечении 3-3: с3-3ў = 0,6 м; = 4,8 Ч 0,62 (1 + 6 Ч 0,25/3,6 - 4 Ч 0,25 Ч 0,6/3,62) / 2 x 3,6 = 0,329 МНЧм (32,9 тсЧм). Определим площадь сечения арматуры на всю длину фундамента по формуле (43). В сечении 1ў - 1' : a0 = 1,59/8,5 Ч 2,4 Ч 0,8352 = 0,112; n = 0,94; Asb = 1,59 Ч 104/365 Ч 0,94 Ч 0,835 = 55,5 см2; в сечении 2ў - 2': a0 = 0,983/8,5 Ч 3,3 Ч 0,5352 = 0,123; n = 0,935; Asb2 = 0,983 Ч 104/365 Ч 0,935 Ч 0,535 = 53,8 см2; в сечении 3ў - 3': a0 = 0,329/8,5 Ч 4,5 Ч 0,2352 = 0,156; n = 0,915; Asb3 = 0,329 Ч 104/365 Ч 0,915 Ч 0,235 = 41,9 см2. Определяющим является число арматуры по грани подколонника. Принимаем 22Ж18 A-III (56 см2). Проверяем подколонник как бетонный элемент с помощью прил. 4. При еx = 0,40 м + hcf/30 = 0,4 + 1,2/30 = 0,44 м < 0,45lcf = 0,54 м и eу = 0,25 м + bcf/30 = 0,28 м > bcf/6 = 0,15 м - бетонное сечение подколонника рассчитывается по 4-й форме сжатой зоны (прил. 4) lcf = 1,2 м, bcf = 0,9 м, x = 3(1,2/2 - 0,44) = 0,48 м, у = 3(0,9/2 - 0,28) = 0,51 м, Аb = (0,48 Ч 0,51)/2 = 0,12 м2. Проверяем прочность бетона из условия N Ј Rb Ab с учетом коэффициента условий работы согласно табл. 15 СНиП 2.03.01-84 для бетонных конструкций gb9 = 0,9 0,9 Ч 8,5 Ч 0,12 = 0,92 MH (92 тc) < N = 4,8 MH (480 тc). Следовательно, подколонник должен быть выполнен железобетонным с постановкой арматуры по расчету железобетонных элементов. Пример 3. Расчет сборного железобетонного подколонника рамного типа для здания с подвалом Дано: кран грузоподъемностью Q = 1230 кН (125 тс) и полезной нагрузкой на перекрытии на отм. ±0,00р = 98 кПа (10 тс/м2). Расчетная схема и нагрузки на сборный подколонник указаны на черт. 37 и в табл. 13. Черт. 37. Расчетная схема и нагрузки на сборный подколонник Таблица 13 Вари- Расчетные нагрузки ант постоянные нагруз­ки g + g1 , кН/м (тс/м) G1 , кН (тс) G2 , кН (тс) 1 2 3 4 1 180 (18,2) 290 (29,7) 150 (15,7) 2 180 (18,2) 290 (29,7) 150 (15,7) Окончание табл. 13 Вари- Расчетные нагрузки ант временные длительные нагруз­ки р, кН/м (тс/м) Р1, кН (тс) Р2, кН (тс) Р3, кН (тс) 1 5 6 7 8 1 710 (72) 1590 (162) 4480 (456,5) 6900 (703,5) 2 710 (72) 1590 (162) 3020 (308) -1350 (-138) Обозначения, принятые в таблице: g - постоянная равномерно распределенная нагрузка от перекрытия подвала; g1 - собственный вес оголовка; р - временная нагрузка от перекрытия; G1, Р1 - постоянная и временная нагрузки от перекрытия; G2 - собственный вес стойки подколонника; P2, P3 - усилия от ветвей стальной колонны. Силы P2 и Р3 действуют одновременно. Класс бетона по прочности на сжатие В25; Rb = 14,5 МПа (148 кгс/м2); Pbt = 1,05 MПа (10,7 кгс/см2). Eb = 27 Ч 103 МПа (275 - 103 кгс/см2), gb2 = 1,1. Коэффициент надежности по назначению принимаем равным 1. В результате статического расчета на ЭВМ получены усилия в стойках и промежуточном ригеле подколонника. Подбор сечения арматуры в стойках подколонника осуществлен с помощью ЭВМ. Расчет оголовка подколонника произведен для свободно опертого элемента. Схема нагрузки, расчетная схема и эпюра перерезывающих сил приведены на черт. 38. Черт. 38. Схема нагрузки на оголовок подколонника, эпюры М и N Опорная реакция А = 890 - 3 + 4480 + 6900 - 8077 = 5973 кН (609 тс) ; В = 890 - 1,5 + (6900 - 2,15 + 4480 - 0,15)/2,3 = 8077 кН (823 тс). Максимальный изгибающий момент в оголовке определяем на расстоянии х = (8077 - 6900)/890 = 1,32 м; Мх = 8077(1,32 - 0,35) - 6900(1,32 - 0,5) - 890 - 0,5 - 1,322 = 1401 кНЧм (142,8 тcЧм). Расчет оголовка подколонника на действие поперечной силы по грани стойки Q = 2470 кН (252 тc) и изгибающего момента в пролете М = 1,4 МНЧм (143 тсЧм). Ширина оголовка 1500 мм, высота принята равной 1200 мм из учета заделки анкерных болтов диаметром 72-1100 мм. Принимаем поперечную арматуру 6Ж12А-I, шаг 300 мм Asw = 6,79 см2 , Еs = 210 000 МПа (2,1 - 106 кгс/см2), Rsw = 175 МПа (1800 кгс/см2). Проверяем прочность оголовка по сжатому бетону между наклонными трещинами из условия (72) СНиП 2.03.01-84. Q Ј 0,3 jw1 jb1 Rb b h0 ; a = Еs/Eb = 210 000/27 - 103 = 7,78 ; mw = Asw/bsw = 6,79/150 - 30 = 0,0015 . По формулам (73), (74) СНиП 2.03.01-84 вычисляем: jw1 = 1 + 5amw = 1 + 5 - 7,78 - 0,0015 = 1,058 ; jb1 = 1 - b Rb = 1- 0,001 - 14,5 = 0,855 . Тогда 0,3 jw1 jb1 Rb b h0 = 0,3 - 1,058 - 0,855 - 14,5 - 1,5 - 1,16 = 6,85 MH (698 тc) > Q = 2,47 MH (252 тc). Условие выполнено. Проверяем условие (75) СНиП 2.03.01-84, обеспечивающее прочность элемента по наклонным сечениям, проходящим по наклонной трещине, на действие поперечной силы Q Ј Qb + Qsw + Qs,inc . По формулам (80), (81) СНиП 2.03.01-84 вычисляем qsw = 0,396 МНЧм (40,4 тсЧм) ; с0 = = 3,27 м > 2h0 = 2 Ч 1,16 = 2,32 м . Принимаем с = 2,32 м, тогда Qb + Qsw + Qs,inc = 2 - 1,05 - 1,5 - 1,162 / 2,32 + 0,396 - 2,32 = 2,75 MH (280 тc) > Q = 2,47 MH (252 тc) . Прочность обеспечена. Продольную арматуру оголовка определяем по изгибающему моменту М = 1,4 MH (143 тc). Принимаем 6Ж32А-III Аs = 48,26 см2, Rs = 365 МПа (3750 кгс/см2). Пользуясь формулой (29) СНиП 2.03.01-84, при Аsў = 0 определяем х = Rs As / Rb b = 365 - 48,26/14,5 - 150 = 8,1 см, получаем x = x/h0 = 8,1/1,16 = 0,07. По формуле (26) СНиП 2.03.01-84: w = a - 0,008 Rb = 0,85 - 0,008 - 14,5 = 0,734 ; по формуле (25) СНиП 2.03.01-84: xR = 0,563 > x = 0,07 . При x < xR прочность сечения проверяем по формуле (28) СНиП 2.03.01-84 при Аsў = 0 Rb bx (h0 - 0,5х) = 14,5 - 1,5 - 0,081 (1,16 - 0,5 - 0,081) = = 1,97 MHЧм (201 тсЧм) > М =1,4 МНЧм (143 тсЧм). Прочность сечения обеспечена. Расчет на местное сжатие в месте опирания ригеля перекрытия на подколонник. Расчетная нагрузка от ригеля N = P1 +G1 = 1590 +290 = 1,88 MH (191,6 тc) . Необходимость косвенного армирования при сжатии проверяем из условия (101) СНиП 2.03.01-84: N Ј y Rb,loc Aloc1 ; Aloc1 = 50 - 20 = 1000 cм2 (b ригеля - 50 см); y = 0,75; a = 13,5 Rbt/Rb = 13,5 Ч 1,05/14,5 = 0,977; Aloc2 = 80 - 20 = 1600 см2; yb = = 1,17 . По формуле (102) СНиП 2.03.01-84 Rb,loc = a jb Rb = 0,977 - 1,17 - 14,5 = 16,6 МПа (169 кгс/см2) ; y Rb,loc Aloc1 = 0,75 - 16,6 - 1000 - 10-4 = 1,25 MH (127 тc) < N = = 1,88 MH (191,6 тc). Условие (101) СНиП 2.03.01-84 не выполнено. В месте опирания ригеля на подколoнник ставим 4 сетки косвенного армирования Ж6А-I с ячейкой размером 100ґ100 мм и шагом 100 мм. Прочность на местное сжатие подколонника с косвенным армированием проверяем из условия (103) СНиП 2.03.01-84: N Ј Rb,red Aloc1 . По формулам (49) - (51) СНиП 2.03.01-84: 0,0063 ; ; 3,47 . По формуле (104) СНиП 2.03.01-84 при jb = 1,17 < 3,5 : Rb,red = Rb jb + j mxy Rs,xy js = 14,5 Ч 1,17 + 3,47 Ч 0,0579 Ч 225 Ч 1 = = 21,8 МПа (220 кгс/см2) ; Rb,red Aloc1 = 21,8 Ч 0,1 = 2,18 МН (220 тс) > N = 1,88 МН (192 тс) . Прочность сечения обеспечена. Пример 4. Расчет сборно-монолитного железобетонного фундамента стальной колонны Дано: фундамент с монолитной плитной частью и сборно-монолитным подколонником высотой hcf = 6,0 м, размерами в плане bcf = 1,5 м, lcf = 3,0 м. Сборные элементы подколонника в виде плоских плит t = 0,2 м (черт. 39). Черт. 39. Сборно-монолитный железобетонный фундамент Расчетные нагрузки на уровне верха подколонника с учетом ветровых и крановых нагрузок: N = 6 МН (600 тс), М = 8 МНЧм (800 тсЧм), Q = 0,42 МН (42 тс). С учетом коэффициента надежности по назначению для сооружений II класса g = 0,95: N = 6 Ч 0,95 = 5,7 МН (570 тс); M = 8 Ч 0,95 = 7,6 МНЧм (760 тcЧм); Q = 0,42 - 0,95 = 0,4 МН (40 тс). Расчетные усилия по низу подколонника: N + G = 5,7 +1,1 Ч 0,022 Ч 3 Ч 1,5 Ч 6 = 6,35 МН (635 тc) ; М = 7,6 + 0,4 Ч 6 = 10,0 МНЧм (1000 тсЧм). Материалы: бетон монолитной части класса В12,5, Rb = 7,5 МПа (76,5 кгс/см2), Rbt = 0,66 МПа (6,75 кгс/см2), бетон сборных плит класса B25, Rb = 14,5 МПа (148 кгс/см2). При учете в данном сочетании кратковременных нагрузок (ветровых и крановых) принимаем gb2 = 1,1 (см. табл. 15 СНиП 2.03.01-84). Для бетона монолитной части также учитываем коэффициенты gb3 = 0,85 и gb5 = 0,9 . Тогда: Rb = 7,5 Ч 1,1 Ч 0,85 Ч 0,9 = 6,32 МПа (64,3 кгс/см2) ; Rbt = 0,66 Ч 0,85 ґ 0,9 = 0,505 МПа (5,1 кгс/см2) ; Rb = 14,5 - 1,1 = 15,95 МПа (162,8 кгс/см2). Продольная арматура сборных плит класса A-III Rs = 365 МПа (3750 кгс/см2) ; арматурные петлевые выпуски из плит класса A-I Rsw = 147 МПа (1500 кгс/см2) - см. п. 3.31 . ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ ВНЕЦЕНТРЕННО СЖАТОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ПОДКОЛОННИКА e0 = 1,58 м; ea = e0 + 0,5 (lcf - t) = 1,58 + 0,5 (3 - 0,2) = 2,98 м; DRb = Rb - Rbm = 15,95 - 6,32 = 9,63 МПа (98,5 кгс/см2), h0 = 3 - 2,9 м . По формулам (97) - (99) : х = 2,9 - 0,42 м ; As = 14,3 см2 . Принимаем 16Ж12 A-III ; As = 18,1 см2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОЩАДИ СЕЧЕНИЯ ПЕТЛЕВЫХ АРМАТУРНЫХ ВЫПУСКОВ Петлевые арматурные выпуски установим с шагом s = 1,2 м по высоте плит. По формуле (101) Asw і 23 Ч 10-4 м2 = 23 см2 . Принимаем в каждом ряду 7 петлевых выпусков Ж 16А-I, Аsw = 28,2 см2, при этом процент армирования составит по формуле (102) m = = 0,157 % > 0,15 %. Условия (101) и (102) удовлетворены. ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ ЗАДЕЛКИ СБОРНЫХ ПЛИТ В СТАКАНАХ ПОДКОЛОННИКА Глубина заделки плит в стакан принимается 700 мм, глубина стакана 750 мм, размеры в плане понизу 300ґ1600 мм, поверху 350ґ1650 мм. Бетон замоноличивания стаканов класса В25 Rbt = 1,05 Ч 1,1 = 1,155 МПа (11,77кгс/см2) . Сила, выдергивающая плиту из стакана: N = Аs Rs = 0,00143 Ч 365 = 0,522 МН (53,6 тc) . По формулам (103) и (105): Ranў = 0,18 Rbt , Np = 2 Ч 0,75 (0,325 + 1,625) Ч 0,18 Ч 1,155 = 0,54 MН (55 тс) > N = = 0,522 МН (53,6 тс) . По формулам (104) и (106): Ranўў = 0,2 Rbt ; Np = 2 Ч 0,7 (0,2 + 1,5) Ч 0,2 Ч 1,155 = 0,55 > N = 0, 522 MH (53, 6 тc). Условия (103) сцепления бетона замоноличивания с бетоном стенок стакана и (104) - с бетоном сборных плит без учета шпонок в плитах - удовлетворены.   ПРИЛОЖЕНИЕ 1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАБОЧЕЙ ВЫСОТЫ h0,pl ФУНДАМЕНТА Для центрально-нагруженного фундамента р = N / lb - кгс/см2 ; для внецентренно нагруженного фундамента р = N / lb + 6М / l2 b - кгс/см2 ; A3 = b (l - 0,5b + bc - lc) - м2 . Порядок определения высоты фундамента Н0 показан стрелками на графике: по найденным значениям А3 = 11 м и gb2 Rbt / p = 3,0, здесь Rbt - расчетное сопротивление бетона растяжению, кгс/см2 ; gbt - коэффициент условий работы бетона согласно табл. 15 СНиП 2.03.01-84. По заданному значению bc = 100 см находят рабочую высоту фундамента h0,pl = 98,5 см. П р и м е ч а н и е. В случае, когда проверка на продавливание производится от нижнего обреза подколонника, величина bс заменяется величиной bcf, lc - величиной lcf . ПРИЛОЖЕНИЕ 2 МАКСИМАЛЬНОЕ ДЕЛЕНИЕ ГРУНТА НА ПОДОШВУ ФУНДАМЕНТА ИЗ БЕТОНА B15 h1; h1+h2; h01; h01+h2; с, м Максимальное давление грунта на подошву фундамента из бетона В15, рmax, МПа (при условии равенства вылетов ступеней фундамента), для b, м Н, м Н0, м 1,8 2,4 3,0 3,6 4,2 4,8 5,4 6,0 0,30 0,255 0,75 0,16 0,23 0,27 0,29 0,31 0,32 0,33 0,33 0,60 0,32 0,39 0,43 0,45 0,47 0,48 0,49 0,50 0,45 0,70 0,78 0,82 0,85 0,87 0,89 0,90 0,90 0,60 0,555 1,50 - - - 0,19 0,23 0,27 0,29 0,30 1,35 - - - 0,27 0,31 0,34 0,36 0,38 1,20 - - 0,32 0,38 0,43 0,46 0,48 0,50 1,05 - 0,38 0,49 0,56 0,60 0,64 0,66 0,68 0,90 0,46 0,68 0,80 0,87 0,92 0,96 0,99 1,01 0,90 0,855 2,10 - - - - 0,15 0,21 0,25 0,28 1,95 - - - - 0,22 0,27 0,32 0,35 1,89 - - - 0,22 0,30 0,36 0,40 0,44 1,65 - - - 0,33 0,41 0,47 0,51 0,55 1,50 - - 0,36 0,49 0,57 0,63 0,68 0,72 1,35 - - 0,59 0,72 0,81 0,88 0,92 0,96 1,20 - 0,77 1,02 1,17 1,28 1,36 1,42 1,46 1,20 1,155 2,40 - - - - 0,13 0,22 0,29 0,34 2,10 - - - 0,19 0,32 0,41 0,48 0,53 1,80 - - 0,32 0,53 0,66 0,76 0,83 0,89