CC BY
28
6. Kozyr I.E., Pikalova I.F., Kha-
nov N.V. - Praktikum po gidravlike. Uchebno-metodicheskoe posobie. Sankt-Peterburg, Iz-datelstvo «Lan», 2016, (1-e, Novoe).
7. Gidrotekhnicheskie sooruzheniya / pod red. Rozanova N.P. - M.: Agropromizdat, 1985. - 432 s.
8. Kozlov K.D., Gurjev AP., Khanov N.V. Gidravlicheskie issledovaniya pokrytiya iz geo-kompozitnogo materiala. // Prirodoobustrojstvo. -
2014. - № 5. - S. 80-86.
9. Kozlov K.D., Gurjev A.P., Khanov N.V. Opredelenie koeffitsienta sherohovatosti materiala EHn-kamat A20 po rezultatam modelnyh issledovanij. // Privolzhskij nauchnyj zhurnal. -
2015. - № 4. - S. 32-40.
10. Kozlov K.D., Gurjev A.P., Kozlov D.V., Khanov N.V. Modelnye gidravliches-kie issledovaniya dlya opredeleniya koeffitsien-ta sherohovatosti materiala EHnkamat A20. // Nauchnaya zhizn. - 2016. - № 1. - S. 6-12.
11. Agroskin I.I., Dmitriev G.T., Pika-lov F.I. Gidravlika. - M.: EHnergiya, 1964. - 352 s.
12. Spravochnik po gidravlicheskim ra-schyotam /pod red. P.G. Kiselyova. - M.: ENERGIYA, 1972. - 211 s.
The material was received at the editorial office
15.08.2018 g.
Information about the authors Eremeev Andrey Viktorovich, post graduate student, the chair of "Hydraulic engineering constructions", 127550, Moscow, Bolshaya Akademicheskaya St., 44 k3, bld 29 e-mail: EAndrey4@yandex.ru
Gurjev Alim Petrovich, doctor of technical sciences, professor, the chair of «Complex use of water resources and hydraulics», 127550, Moscow, Pryanishnikova St., 19, bld 28; e-mail: alim_guryev@mail.ru
Khanov Nartmir Vladimirovich, doctor of technical sciences, professor, head of the chair «Hydraulic engineering constructions», 127550, Moscow, Bolshaya Akademicheskaya St., 44 k3, bld 29; e-mail: nvkhanov@yahoo.com
Bukreev Veniamin Petrovich, candidate of technical sciences, professor of the chair of hydraulic structures FSBEI HE RGAU-MSHA named after C.A. Timiryazev, 127550, Moscow, ul. Bolshaya academicheskaya, d. 44, tel.: +7(499)9762460.
УДК 502/504:69.059.4/699.841 DOI 10.26897/1997-6011/2018-5-54-62
А.В. КЛОВСКИй
Открытое акционерное общество «Государственный проектно-конструкторский и научно-исследовательский институт авиационной промышленности», г. Москва
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования
«Российский государственный аграрный университет — МСХА имени К.А. Тимирязева», г. Москва, Российская Федерация
О.В. МАРЕЕВА
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования
«Российский государственный аграрный университет — МСХА имени К.А. Тимирязева», г. Москва, Российская Федерация
сравнительный анализ параметров поперечного армирования плит монолитных железобетонных безригельных каркасных зданий класса кс-3 при расчете на статические и сейсмические назгрузки
Приведены результаты сравнительного анализа параметров поперечного армирования плит в зонах продавливания железобетонных безригельных каркасных зданий повышенного уровня ответственности (класса КС-3), проектируемых для условий пограничных значений сейсмичности площадки строительства. Рассмотрены два основных расчетных случая для подобранной конструктивной схемы здания в широком диапазоне изменения граничных условий: а) расчет на основные сочетания нагрузок по двум группам предельных состояний без учета сейсмики, но с учетом коэффициента надежности по нагрузке у, по ответственности уи ветровых нагрузок; б)расчет на особое (с учетом сейсмической нагрузки) сочетание нагрузок по первой группе предельных состояний. Весь комплекс выполненных расчетно-аналитических исследований позволил разработать выводы и рекомендации по рассматриваемой проблематике, позволяющие обосновывать надежные и экономически эффективные проектные решения для участков
№ 5' 2018
(54
плит в зонах продавливания зданий класса КС-3 с аналогичной конструктивной схемой в рассматриваемом диапазоне граничных условий при пограничном значении сейсмичности площадки строительства.
Механическая безопасность, основные и особые сочетания нагрузок, сейсмические нагрузки, сейсмичность площадки строительства, параметры армирования плит в зонах продавливания, рекомендации по проектированию.
Введение. Расчетное обоснование надежных и экономически эффективных решений является актуальной задачей при проектировании строительных объектов всех уровней ответственности: пониженного (класса КС-1), нормального (класса КС-2) и, естественно, повышенного (класса КС-3). Разработанные отечественными учеными и инженерами методики расчета зданий и сооружений всех уровней ответственности по первой и второй группам предельных состояний (1 ПС и 2 ПС) на основные сочетания нагрузок позволяют проектировщикам успешно решать большинство поставленных задач. При этом выбор подходов к проектированию строительных объектов повышенного уровня ответственности, эксплуатация которых предполагает особые воздействия на несущие конструкции (например, сейсмические или взрывные) может представлять определенную сложность ввиду того, что не все расчетные случаи подробно освещены в нормативных документах. Одним из таких случаев, сравнительно часто встречающихся в практике, является проектирование объектов класса КС-3 для условий пограничных значений сейсмичности площадки строительства (т.е. значений, в результате округления которых в большую сторону расчетная сейсмичность площадки строительства составит 7 баллов по шкале MSK-64). В этой связи проведение дополнительных исследований с целью разработки рекомендаций по данному вопросу имеет практический интерес [1, 2].
Материалы и методы исследований. В настоящей статье представлены результаты расчетно-аналитических исследований авторов, выполненных в программном комплексе (ПК) ЛИРА-САПР 2013, а также разработанные на их основе выводы и рекомендации. Объектом исследований являлось общественное монолитное железобетонное безригельное каркасное здание класса КС-3, проектируемое в г. Якутск для условий пограничного значения сейсмичности площадки строительства. Предметом исследования являлись параметры поперечного армирования участков плит перекрытий и покрытия в зонах продавливания.
Цель исследования - разработать рекомендации по назначению параметров армирования участков плит в зонах прода-вливания монолитных железобетонных без-ригельных каркасных зданий класса КС-3 для условий пограничных значений сейсмичности площадки строительства.
Для достижения намеченной цели были решены следующие задачи:
1) подобраны основные геометрические параметры здания, размеры поперечных сечений несущих конструкций и материалы их исполнения с учетом требований действующих нормативных документов и рекомендаций;
2) выполнены моделирование и расчет подобранной конструктивной схемы здания в ПК ЛИРА-САПР 2013 в широком диапазоне изменения исходных данных;
3) проведен сравнительный анализ параметров поперечного армирования участков плит в зонах продавливания для двух основных расчетных случаев:
а) расчет на основные сочетания нагрузок по 1 ПС и 2 ПС без учета сейсмики, но с учетом коэффициентов надежности по нагрузке у, по ответственности уп иветро-вых нагрузок;
б) расчет на особое (с учетом сейсмики) сочетание нагрузок по 1 ПС.
Методика проведения расчетно-ана-литических исследований подробно изложена в [2]. В настоящей статье остановимся на некоторых основных положениях.
При выполнении моделирования и расчетов в качестве исходных данных были приняты следующие геометрические параметры здания: [2-5]:
- сетки колонн с ячейками (Ьх В): 5,4 х 5,4 м (С-1); 6,0 х6,0 м (С-2); 6,6 х 6,6 м (С-3);
- количество ячеек (Ы) при рассматриваемой симметричной форме здания (квадрат): 3 х 3 = 9;
- количество этажей (п): 3;
- высота этажа (Нэт): 3 м; 3,4 м; 3,8 м; 4,2 м; 4,6 м.
Для рассматриваемых сеток колонн были приняты следующие толщины без-
№ 5' 2018
(бб|
балочных плит перекрытий и покрытия (, = 1/30 Ь): t = 18 см для сетки С-1; t = 20 см для сетки С-2 и , = 22 см для сетки С-3.
Линейные размеры поперечных сечений колонн (Ь х К) для всех расчетных случаев были приняты равными 30 х 30 см. При этом для рассматриваемого диапазона изменения высоты этажа гибкость колонн X принимала значения: 8,0; 9,07; 10,13, 11,20; 12,27 (X = 10К, 10 = цНэт, ц = 0,8).
Материалы исполнения железобетонных конструкций — тяжелый бетон класса В25 и арматура класса А500С.
Расчеты выполнены для значений коэффициента надежности по ответственности уп = 1,1; 1,15 и 1,2, а также для условий сейсмичности площадки строительства 7 баллов по шкале MSK-64.
3D-вид и расчетная схемаодного из рассмотренных вариантов конструктивной схемы здания (С-1, Нэт = 3,0 м) приведены на рисунке 1.
В ПК ЛИРА-САПР вводятся расчетные значения нагрузок. Список загружений для статического расчета (без сейсмических нагрузок) представлен в таблице 1.
Рис. 1. 3Б-вид и расчетная схема здания (сетка С-1, Н = 3,0 м)
Таблица 1
Список загружений для статического расчета
№ загр. Имя загружения Вид Коэф. надежн. по нагр., у{ Доля длит.
1 Собственный вес несущих элементов каркаса Постоянная (Р^ 1,1 1,0
2 Вес стенового ограждения Постоянная Р) 1,2 1,0
3 Вес пола Постоянная Р) 1,3 1,0
4 Вес кровли Постоянная Р) 1,3 1,0
5 Эксплуатационные нагрузки Кратковременная доминир. 1 (Р1Г) 1,2 0,35
6 Снег Кратковременная доминир. 2 (Р2) 1,4 0,7
7 Ветер слева Мгновенная (Р,;) 1,4 0
8 Ветер справа Мгновенная (Р,.) 1,4 0
9 Ветер слева Мгновенная (Р,.) 1,4 0
10 Ветер слева Мгновенная (Р,.) 1,4 0
* Примечание: загружения № 7...10 приняты взаимоисключающими и объединены в группу взаимоисключающих загружений № 1.
Снеговой (II) и ветровой (I) районы г. Якутск, а также соответствующие данным районам расчетные значения климатических нагрузок были определены в соответствии с [6] с учетом геометрических параметров здания и характеристик площадки строительства.
Ниже приведены расчетные значения постоянных и кратковременных нагрузок на плиты перекрытий и покрытия (загру-
кб)
жения № 2.6, табл. 1) для С-1 для статики (уп = 1,1; 1,15; 1,2) и сейсмики. Соответствующие значения расчетных нагрузок для других случаев будут изменяться от представленных ниже только для загружения № 2 в зависимости от высоты этажа Н и толщи-
эт
ны плит перекрытий и покрытия
- для загружения № 2 при Н = 3.4,6 м: Р = 20,37.31,91 кН/м2
эт
№ 5' 2018
при уп = 1,1; Р = 21,25.33,30 кН/м2 при уп = 1,15; Р = 22,13...34,69 кН/м2 при уп = 1,2; Р = 14,94.23,42 кН/м2 для сейсмики;
- для загружения № 3:
Ра = 1,32.1,45 кН/м2 при уп = 1,1.1,2 и Ра = 0,94 кН/м2 для сейсмики;
- для загружения № 4:
Ра = 1,53.1,67 кН/м2 при уп = 1,1.1,2 и Ра = 1,09 кН/м2 для сейсмики;
- для загружения № 5:
Ра = 3,24.3,53 кН/м2 при уп = 1,1.1,2 и Р = 2,45 кН/м2 для сейсмики (нагрузка на перекрытия); Ра = 0,71.0,77 кН/м2 при уп = 1,1.1,2 и Р = 0,49 кН/м2 для сейсмики (нагрузка на покрытие);
- для загружения № 6:
Р2 = 1,51.1,65 кН/м2 при уп = 1,1.1,2 и Ра = 0,98 кН/м2 для сейсмики.
Методика расчета зданий и сооружений на сейсмические нагрузки применительно к рассматриваемому случаю подробно освещена в [2]. Ниже приведены основные положения, принятые нами при расчетах на особое сочетание нагрузок по 1 ПС:
1. Расчеты выполнялись на проектное землетрясение (ПЗ) при сейсмичности площадки строительства 7 баллов по шкале MSK-64.
2. Для данной группы расчетов уг = 1 и уп = 1, ветровые нагрузки не учитывались.
3. Статические загружения (№ 1.6, табл. 1) преобразованы в динамические путем умножения на коэффициенты сочетаний п, принятые равными 0,9 и 0,5 для постоянных и кратковременных нагрузок, соответственно.
4. Нагрузки, соответствующие сейсмическому воздействию, рассматривались как знакопеременные с направлением вдоль осей X и Y.
5. При расчетах приняты следующие значения коэффициентов:
К = 1,2, К = 0,4, Ку = 1,3 [2, 3].
6. В соответствии с полученными ранее натурными данными по геологическим и сейсмическим условиям площадки строительства нами в расчете были приняты следующие характеристики основания: грунты категории II, ускорение грунта А = 1 м/с2.
Подбор армирования железобетонных конструкций выполнялся в ПК ЛИРА-САПР 2013 по усилиям, определенным для наиболее невыгодного варианта расчетного
сочетания нагрузок (РСН). РСН для статического и динамического расчетов составлялись в соответствии с рекомендациями [6].
Результаты исследований. В результате расчета подобранной конструктивной схемы здания для каждого из расчетных случаев были определены требуемые параметры поперечного армирования участков плит над каждым этажом в зонах продавливания колонн всех типов: крайних неугловых, крайних угловых и центральных [2]. Ввиду большого объема экспериментальных данных подробно осветить все полученные результаты в рамках статьи не представляется возможным. В этой связи детально рассмотрим несколько расчетных случаев, для остальных приведем только результирующие экспериментальные зависимости.
На рисунке 2 представлены результаты подбора поперечного армирования плит перекрытия над 1 этажом в зонах продавли-вания для сетки С-1 при Нэт = 3 м для статики при уп = 1,1 и сейсмики. При этом качественно характер армирования данных участков плит перекрытий над 1 и 2 этажами для всех остальных расчетных случаев аналогичен представленному на рисунке 2.
Из анализа представленных на рисунке 2 данных следует, что значения подобранного поперечного армирования при динамическом расчете (с учетом сейсмики) для всех рассматриваемых участков плит перекрытий над 1 этажом превышают аналогичные значения для статического расчета. При этом для динамического расчета очертания контуров (зон) продавливания более выраженные и однородные в сравнении со статическим расчетом. Данное обстоятельство объясняется активным включением в работу данных участков при горизонтальном колебательном движении плит перекрытий.
В свою очередь, для участков плиты покрытия в зонах продавливания была зафиксирована картина, обратная полученной для плит перекрытий. Так, значения требуемой площади поперечного армирования для статического расчета (преимущественно при уп = 1,2 для участков над крайними неугловыми и крайними угловыми колоннами, при уп = 1,1; 1,15; 1,2 для участков над центральными колоннами) несколько превышают аналогичные значения для сейсмики (рис. 3).
№ 5' 2018
1571
Рис. 2. Результаты подбора поперечного армирования плит перекрытия над 1 этажом в зонах продавливания (С-1, статика при у = 1,1 и сейсмика)
Рис. 3. Результаты подбора поперечного армирования плит покрытия в зонах продавливания (С-1, статика при у = 1,1 и сейсмика)
Полученные результаты для плит покрытия, вероятно, объясняются снижением величины продавливающей нагрузки для динамического расчета в сравнении со статическим, которое не компенсируется дополнительными нагрузками на данные участки плиты от горизонтального колебательного движения.
Также для дальнейшего анализа результатов подобранного поперечного армирования плит в зонах продавливания нами было принято, что для каждого из расчетных случаев площадь поперечного армирования в пределах каждого из рассматриваемых участков принимается постоянной и равной максимально полученному значению.
На рисунке 4 в графической форме представлен сравнительный анализ параме-
(58)
тров поперечного армирования плит в зонах продавливания крайних неугловых колонн для сетки С-1 для статики (уп = 1,1; 1,15; 1,2) и сейсмики. По оси абсцисс расположены рассматриваемые значения гибкости колонн, а по оси ординат - безразмерный параметр А рге88, равный отношению требуемой площади поперечной арматуры 8треб к минимальной площади поперечного армирования плит рассматриваемых толщин для сейсмики, равной 10,06 см2 на 1 м ширины плиты (s50d8) [3, 4].
Так как наибольший практический интерес представляет разница в требуемых площадях поперечного армирования плит в зонах продавливания для динамического и статического расчетов при различных уп, нами были определены значения поправочного коэффи-
№ 5' 2018
циента Rc(fl press), равного соотношению параметров A для динамического и статического расчетов (К ,„ , = A „ /А ).На рисунке 5
1 4 с(А, press) сеисм ста-г 1 ^
в графической форме представлены значения
коэффициента Кс(/1 ргезз) для участков плит в зонах продавливания для сетки С-1 при уп = 1,1; 1,15; 1,2, а также разработанные эксперимен-
тальные зависимости вида К
с(Д press)
т.
а)
б)
0,430
0,420
Tg 0,410
о 0,400 о
0,390
со
11 „ 0,380 0,370
е-
s 0,360
0,421
1М1413
0,40^ .^0,404
0,396* 0,396 ^-К 0,398 ""-А. 0.392
0,387 *^ 0,387 ^^ 0,390
0,381 9 0,376
0,371 ' ^^^
^ 0,359
" У я = 1,1
- у„= 1,15
- У» = 1,2 ■Сейсмика
9,07
10,13 11,20
Гибкость
Рис. 4. Сравнительный анализ параметров поперечного армирования плит в зонах продавливания крайних неугловых колонн (С-1, статика при уп = 1,1; 1,15; 1,2 и сейсмика):
а) - над 1 этажом; б) - над 3 этажом
а)
1,500
I
S 1,450
II 1,400 ё 1,350
М' Ё
В 1,300 а
§ 1,250 о И
- 1,496
<«^462
Л 1,432 -ф- In = 1,1
♦"Т374 ■*Т!з71 У = ^ 1,370 -0,0002х2 + 0,0304х + 1,3466
йЛГЗЗЭ -■-У« = 1,15
■^313 v = -0,0004х2 + 0,0304х + 1,2863
^1,297
ifL259 - У" = 1,2
У = -0,0004х2 + 0,0287х + 1,2337
9,07 10,13
Гибкость
б)
Рис. 5. Значения поправочного коэффициента К рге88) для поперечного армирования плит в зонах продавливания крайних неугловых колонн (С-1 для статики при уп = 1,1; 1,15; 1,2) и экспериментальные зависимости вида Кс = /(Л):
а) - над 1 этажом; б) - над 3 этажом
В таблице 2 приведены экспериментальные зависимости вида Кс(/1 ^ = /(Л) для каждого из рассматриваемых значений у
и зон продавливания у всех типов колонн в уровне каждого из этажей. При подстановке в уравнения значения гибкости ко-
лонн следует принимать равными: 8,0 = 1; межуточные значения гибкости следует на-9,07 = 2; 10,13 = 3; 11,20 = 4; 12,27 = 5. Про- ходить интерполяцией.
Таблица 2
Экспериментальные зависимости вида ргеаа) = /(Л)
Сетка Расположение зоны продавл. У = 1,1 ' п ' У = 1,15 п У = 1,2 п
С-1 краиние неугловые в уровне 3 этажа у = 0,0049х2-0,009х + 1,0295 у = 0,0046х2-0,0079х + 0,9831 у = 0,0044х2-0,0083х + 0,9443
С-2 у = -0,0014х2 + 0,0329х + + 0,9667 у = -0,0008х2 + 0,0282х + + 0,9276 у = -0,0011х2 + 0,0295х + + 0,8869
С-3 у= -0,0037х2 + 0,0519х + + 0,9993 у = -0,0041х2 + 0,0523х + 0,9512 у = -0,0038х2 + 0,0498х + + 0,9124
С-1 крайние неугловые в уровне 2 этажа у = 0,0017х2 + 0,0133х + + 1,1731 у = 0,0014х2 + 0,0136х + + 1,1213 у = 0,0014х2 + 0,013х + 1,0739
С-2 у = 0,0024х2 + 0,0338х + + 1,2146 у = 0,0022х2 + 0,0329х + + 1,1604 у = 0,0022х2 + 0,0311х + + 1,1119
С-3 у = -0,0123х2 + 0,1519х + + 1,1011 у = -0,0117х2 + 0,1446х + 1,0545 у = -0,0114х2 + 0,1394х + + 1,0091
С-1 крайние неугловые в уровне 1 этажа у = -0,0002х2 + 0,0304х + + 1,3466 у = -0,0004х2 + 0,0304х + + 1,2863 у = -0,0004х2 + 0,0287х + + 1,2337
С-2 у = 0,0052х2 + 0,1384х + + 1,4934 у = 0,0051х2 + 0,1313х + + 1,4307 у = 0,0051х2 + 0,125х + + 1,3695
С-3 у = -0,0036х2 + 0,2106х + + 1,7027 у = -0,0028х2 + 0,1991х + + 1,6255 у = -0,0031х2 + 0,1914х + + 1,5612
С-1 крайние угловые в уровне 3 этажа у = 0,0048х2 + 0,0005х + + 1,0154 у = 0,0048х2-0,0009х + + 0,9735 у = 0,0047х2-0,0014х + + 0,9348
С-2 у = 0,0039х2 + 0,0109х + + 0,9865 у = 0,0002х2 + 0,0315х + + 0,9225 у = 0,0004х2 + 0,0287х + + 0,887
С-3 у = 0,0023х2 + 0,0332х + + 0,964 у = 0,0025х2 + 0,0306* + + 0,9213 у = 0,0022х2 + 0,0304х + + 0,8823
С-1 крайние угловые в уровне 2 этажа у = 0,0023х2 + 0,0147х + + 1,096 у = 0,0021х2 + 0,0147х + + 1,0474 у = 0,0019х2 + 0,0144х + + 1,003
С-2 у = 0,0076х2-0,0012х + + 1,0803 у = 0,0073х2-0,0014х + + 1,0333 у = 0,0071х2-0,0018х + + 0,9902
С-3 у = 0,0104х2 + 0,0571х + + 1,1045 у = 0,0088х2 + 0,0638х + + 1,0395 у = 0,0099х2 + 0,066х + + 0,9203
С-1 крайние угловые в уровне 1 этажа у = 0,0199х2-0,0413х + + 1,3407 у = 0,0192х2-0,0412х + + 1,2845 у = 0,0181х2-0,0378х + + 1,2285
С-2 у = -0,0019х2 + 0,1403х + + 1,2278 у = -0,0014х2 + 0,1319х + 1,1775 у = -0,0014х2 + 0,127х + + 1,1259
С-3 у = 0,0637х2-0,0484х + + 1,594 у = 0,061х2-0,0462х + + 1,5231 у = 0,0586х2-0,0453х + + 1,461
С-1 центральные в уровне 3 этажа у = 0,0029х2-0,0138х + + 0,9489 у = 0,0031х2-0,0148х + + 0,9086 у = 0,003х2-0,0142х + + 0,8718
С-2 у = -0,0004х2 + 0,0083х + + 0,9349 у = -0,0003х2 + 0,0079х + + 0,8935 у = -0,0004х2 + 0,0081х + + 0,8564
С-3 у = -0,0001х2 + 0,0055х + + 0,9039 у = -0,0001х2 + 0,0053х + + 0,8623 у = -0,0009х2 + 0,0109х + + 0,7896
С-1 центральные в уровне 2 этажа См. примечание к таблице
С-2 у = -0,001х2 + 0,0558х + 1,4561 у = -0,0007х2 + 0,0522х + + 1,3945 у = -0,0083х2 + 0,08х + + 1,3105
С-3 у = -0,011х2 + 0,1343х + + 1,423 у = -0,0097х2 + 0,1228х + + 1,2787 у = -0,0094х2 + 0,1142х + + 1,1611
С-1 центральные в уровне 1 этажа у = 0,0046х2 + 0,0456х + + 1,42 у = 0,0044х2 + 0,0434х + + 1,3592 у = 0,0045х2 + 0,0397х + + 1,3029
С-2 у = -0,0067х2 + 0,1675х + + 2,0204 у = -0,0078х2 + 0,1707х + + 1,7824 у = -0,0054х2 + 0,1482х + + 1,6291
С-3 у = -0,0261х2 + 0,2747х + +2,168 у = -0,0203х2 + 0,2338х + + 1,9798 См. примечание к таблице
* Примечание: для составления полинома 3 степени, описывающей полученную зависимость, требуется рассмотрение дополнительных значений гибкости колонны.
Выводы
1. Для всех расчетных случаев (за исключением указанных в п. 2) значения подобранного поперечного армирования для плит в зонах продавливания при динамическом расчете (с учетом сейсмики) превышают аналогичные значения для статического расчета.
2. Для отдельных участков плит покрытия в зонах продавливания значения требуемой площади поперечного армирования для статического расчета (преимущественно при yn = 1,2 для участков над крайними неугловыми и крайними угловыми колоннами, при yn = 1,1; 1,15; 1,2 для участков над центральными колоннами) несколько превышают аналогичные значения для сейсмики.
3. На основании анализа полученных данных разработаны экспериментальные зависимости для определения поправочного коэффициента Ec(fl press). Для участков плит покрытия с К , < 1 армирование необхо-
L с(А, press) L L
димо назначать по результатам статического расчета, т.е. К = 1.
L ' с(А, press)
Библиографический список
1. Кловский А.В., Мареева О.В. Особенности проектирования объектов повышенного уровня ответственности при пограничных значениях сейсмичности площадки строительства. / Природообустройство. — 2018. - № 3. - С. 63-69.
2. Кловский А.В., Мареева О.В. Сравнительный анализ параметров армирования колонн монолитных железобетонных безригельных каркасных зданий класса КС-3 при расчете на статические и сейсми-
ческие нагрузки. // Природообустройство. — 2018. - № 4. - С. 21-29.
3. СП 14.13330.2014. Свод правил. Строительство в сейсмических районах. Актуализированная ред. СНиП II-7-81* [Текст]. - М.: ФАУ «ФЦС», 2014. - 125 с.
4. СП 63.13330.2012. Свод правил. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. Актуализированная ред. СНиП 52-01-2003 [Текст]. - М.: ФАУ «ФЦС», 2015. - 155 с.
5. Тихонов И.Н., Мешков В.З., Расторгуев Б.С. Проектирование армирования железобетона [Текст]: справочное пособие - М, 2015. - 276 с.
6. СП 20.13330.2011. Свод правил. Нагрузки и воздействия. Актуализированная ред. СНиП 2.01.07-85* [Текст]. - М.: ОАО «ЦПП», 2011. - 80 с.
Материал поступил в редакцию 28.06.2018 г.
Сведения об авторах
Кловский Алексей Викторович,
кандидат технических наук, доцент кафедры иженерных конструкций, инженер, ОАО «Государственный проектно-кон-структорский и научно-исследовательский институт авиационной промышленности; 127083, г. Москва, ул. Верхняя Масловка, д. 20; тел.: +7(903)5410785, e-mail: alexey.klovskiy@yandex.ru
Мареева Ольга Викторовна, кандидат технических наук, доцент кафедры Инженерных конструкций ФГБОУ ВО РГАУ-МСХА, 127550, г. Москва, ул. Тимирязевская, 49: тел.: +7(916)5056041, e-mail: mareevaolgav@gmail.com
A.V. KLOVSKIY
OAO «Design and research institute of the aviation industry», Moscow Federal state budgetary educational institution «Russian state agrarian university — MSHA named after C.A. Timiryazev», Moscow
O.V. MAREEVA
Federal state budgetary educational institution «Russian state agrarian university — MSHA named after C.A. Timiryazev», Moscow
coMpARATivE ANALYsis oF pARAMETERs
of columns REiNFORCEMENт of monolithic
REiNFORCED concRETE GiRDERLEss FRAME BuiLDiNGs
of class ks-3 under calculation for static
AND sEisMic LoADs
There are given results of the comparative analysis of the parameters of reinforcement of columns of reinforced-concrete girderless frame buildings of the increased level of responsibility (Class KS-3) designed for the boundary values of seismicity of the construction site. Two main design cases for the selected structural design of the building have been considered in a wide changing range of boundary conditions: a) calculation for the main load combinations for two groups of maximum states without taking into account seismic, but taking into account the safety
factor for load yf, for responsibility yn of wind loads; b) calculation for a special (with allowance for seismic load) combination of loads for the first group of maximum states. The comprehensive complex of the computational and analytical investigations made it possible to develop conclusions and recommendations on the problems under consideration that allow to substantiate reliable and economically efficient design solutions for buildings columns of Class KS-3 class with a similar design scheme in the considered range of boundary conditions under the boundary value of seismicity of the construction site.
Mechanical safety, basic and special combinations of loads, seismic loads, seismicity
of construction site, column reinforcement parameters, design recommendations.
References
1. Klovsky A.V., Mareeva O.V. Osoben-nosti proektirovaniya objektov povyshenno-go urovnya otvetstvennosti pri pogranichnyh znacheniyah sejsmichnosti ploshchadki stroi-teljstva. / Prirodoobustrojstvo. - 2018. - № 3. -S. 63-69.
2. Klovsky A.V., Mareeva O.V. Srav-niteljny analiz parametrov armirovaniya kolonn monolitnyh zhelezobetonnyh bez-rigeljnyh karkasnyh zdanij klassa KS-3 pri raschete na staticheskie i seismicheskie nagruzki. // Prirodoobustrojstvo. - 2018. -№ 4. - С. 21-29.
3. SP 14.13330.2014. Svod pravil. Stroi-teljstvo v seismicheskih rajonah. Aktualizi-rovannaya red. SniP PI-7-81* [Текст]. - М.: FAU «FTSS», 2014. - 125 s.
4. SP 63.13330.2012. Svod pravil. Betonnye i zhelezobetonnye konstruktsii. Osnovnye po-lozheniya. Aktualizirovannaya red. CniP 52-01-2003 [Text]. - М.: FAU «FTSS», 2015. -155 s.
5. Tihonov I.N., Meshkov V.Z., Rastor-guev B.S. Proektirovanie armirovaniya zhe-
lezobetona [Text]: spravochnoe posobie. - M, 2015. - 276 s.
6. SP 20.13330.2011. Svod pravil. Nagruzki i vozdejstviya. Aktualizirovannaya red. SNiP 2.01.07-85* [Text]. - M.: OAO «TSPP», 2011. -80 s.
The material as received at the editorial office
28.06.2018g.
Information about the authors Klovskiy Alexey Victorovich, candidate of technical sciences, associate professor of the chair of Engineering structures, engineer, OAO «State design and research institute of the aviation indus-try»; 127083 Moscow, ul. Verhnyaya Mas-lovka, 20; tel.: +7(903)541-07-85, e-mail: alexey.klovskiy@yandex.ru
Mareeva Olga Victorovna, candidate of technical sciences, associate professor of the chair of Engineering structures, FSBEI HE RGAU-MSHA, 127550, Moscow, ul. Timiryazevskaya, 49:tel.:+7(916)505-60-41, e-mail: mareevaolgav@gmail.com
