CC BY
75
Влияние применения высокопрочной арматуры без сцепления с бетоном _ ___
С. 005-091
на прочность монолитных безбалочных перекрытий УДК 624.012.4 DOI: 10.22227/1997-0935.2017.8.885-891
влияние применения высокопрочной арматуры без сцепления с бетоном на прочность монолитных безбалочных перекрытий
Ю.Г. Осипенко, В.С. кузнецов*, Ю.А. Шапошникова**
«Монолит», 141006, Московская область, г. Мытищи, Олимпийский проспект, д. 48; *Мытищинский филиал Национального исследовательского Московского государственного строительного университета (Мытищинский филиал НИУ МГСУ), 141006, Московская область, г. Мытищи, Олимпийский проспект, д. 50 **Московский Государственный Строительный Университет» (НИУМГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26.
АННОТАцИЯ. Рассматривается влияние преднапряженной высокопрочной арматуры без сцепления с бетоном и ее расположения на прочность плиты безбалочного перекрытия. Целью исследования является установление уровня влияния преднапряженной арматуры без сцепления с бетоном и ее расположения на прочность плиты монолитного безбалочного перекрытия, а также сравнение результатов по напряжениям канатов в плитах с контурным и диагональным расположением преднапрягаемой арматуры.
Форма расположения каната представлена частью параболы, проходящей через точки опоры каната. На опоре вертикальная и горизонтальная составляющая реакции определяются продольным усилием в канате и углом выхода ванты. Исследовались плиты монолитного безбалочного перекрытия 9 * 9 м в двух вариантах: с диагональной и контурной напрягаемой арматурой. Вычислены приращения напряжений в канатах и итоговые значения при различных уровнях преднапряжения и прогибов. Применение высокопрочных предварительно напряженных канатов без сцепления с бетоном в качестве дополнительной рабочей арматуры уменьшает прогибы плиты перекрытия и снижает расход обычной арматуры.
Результаты свидетельствует об относительном снижении эффективности использования прочности канатов при повышении начального уровня преднапряжения. С точки зрения обеспечения несущей способности, контурное расположение канатов предпочтительнее из-за более полного использования прочности высокопрочной арматуры. Для удовлетворения требований первой группы предельных состояний установление уровня преднапряжения канатов должно производиться с учетом возможного достижения в высокопрочной арматуре расчетных напряжений.
КЛЮчЕВЫЕ СЛОВА: ванта, диагональное расположение преднапрягаемой арматуры, контурное расположение преднапрягаемой арматуры, канат, монолитное безбалочное перекрытие, моностренд, напрягаемая арматура, прогиб, прочность
ДЛЯ цИТИРОВАНИЯ: Осипенко Ю.Г., Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А. Влияние применения высокопрочной арматуры без сцепления с бетоном на прочность монолитных безбалочных перекрытий // Вестник МГСУ. 2017. Т. 12. Вып. 8 (107). С. 885-891. DOI: 10.22227/1997-0935.2017.8.885-891
BEAMLESS FLOORS и
INFLUENCE OF HIGH-STRENGTH REINFORCEMENT WITHOUT e ADHESION TO CONCRETE ON STRENGTH OF CAST-IN-SITU o
Yu.G. Osipenko, V.s. Kuznetcov*, Yu.A. shaposhnikova**
«Monolit», 50 Olimpiyskiy prospekt, Mytischi, Moscow region, 141006, Russian Federation; Q
*Branch of the National Research Moscow State University of Civil Engineering, «<
50 Olimpiyskiy prospekt, Mytitchi, Moscow region, 141006, Russian Federation; H
**Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation.
K)
ABSTRACT. The influence and location of prestressed high-strength reinforcement without adhesion to concrete on the strength of a beamless floor panel is considered. The work is aimed at clarifying the methodology for calculating the strength of cast-in-situ beamless floor with mixed reinforcement, where reinforcement is used in a plastic shell of monostrend type without adhesion to concrete for the most complete use of the strength characteristics of the panel material. The aim of the study is to determine the level of influence and location of prestressed reinforcement without adhesion to concrete on the O strength of a panel of cast-in-situ beamless floor, as well as comparison of the results obtained for the stresses of ropes in panels with contour and diagonal arrangement of prestressed reinforcement. the shape of the rope position is represented by a part of the parabola passing through the points of the rope support. On the support, the vertical and horizontal components of the reaction are determined by the longitudinal force in the rope and the exit angle of the guy rope. 9x9m cast-in-situ o beamless floor panels in two variants were investigated: with diagonal and contour stressing steel. The values of increment ) in stresses in the ropes and the resulting values at various prestress and deflection levels, presented in the form of tables
DO
IT
* 8
© Осипенко Ю.Г., Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А., 2017
885
and graphs, have been calculated. According to the results of the study, the use of high-strength prestressed ropes without adhesion to concrete, as an additional working reinforcement, reduces deflections of the panels and lowers consumption of common reinforcement. The results indicate a relative decrease in efficiency of using rope strength along with an increase in the initial prestress level. From the point of ensuring load-bearing capacity, the contour positioning of ropes is preferable, due to more complete use of strength of high-tensile reinforcement. To meet the requirements of ultimate limit states, the establishment of the pre-stress level of ropes should be carried out taking into account probable achievement of the design stress in high-strength reinforcement .
KEY WORDS: guy rope, diagonal arrangement of prestressed reinforcement, contour position of prestressed reinforcement, rope, cast-in-situ beamless floors, monostrand, tensile reinforcement, deflection, strength.
FOR CITATION: Osipenko Yu.G., Kuznetcov V.S., Shaposhnikova Yu.A. Vliyanie primeneniya vysokoprochnoy armatury bez stsepleniya s betonom na prochnost' monolitnykh bezbalochnykh perekrytiy [Influence of High-Strength Reinforcement without Adhesion to Concrete on Strength of Cast-In-Situ Beamless Floors]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2017, vol. 12, issue 8 (107), pp. 885-891. DOI: 10.22227/1997-0935.2017.8.885-891
N О
00 X
о >
с
tt
<N
s о
H >
о
X
s
I h О Ф 10
В статье рассматривается работа преднапря-женного безбалочного перекрытия, в частности влияние преднапряженной высокопрочной арматуры без сцепления с бетоном и ее расположения на прочность такой плиты. Производится уточнение методики расчета прочности монолитных безбалочных перекрытий со смешанным армированием, где используется арматура в пластиковой оболочке типа моностренд без сцепления с бетоном для наиболее полного использования прочностных характеристик материалов плиты перекрытия.
Целью исследования является установление уровня влияния преднапряженной арматуры без сцепления с бетоном и ее расположения на прочность плиты монолитного безбалочного перекрытия, а также сравнение результатов по напряжениям канатов в плитах с контурным и диагональным расположением преднапрягаемой арматуры.
Одним из недостатков, препятствующих широкому распространению безбалочных перекрытий, является развитие чрезмерных прогибов в центре плиты.
Так, для пролетов более 7 м российские нормы рекомендуют для уменьшения прогибов устраивать капители или дополнительно, без расчета, применять высокопрочную преднапряженную арматуру без сцепления с бетоном1.
В европейских2 и в американских3 нормах разделяются системы со сцеплением с бетоном и без него, но для последних ограничиваются коэффициентами ограничения уровня преднапряжения. Подробное обоснование введенных коэффициентов в нормах не указывается.
Несколько современных работ по данному направлению с учетом работы преднапрягаемой арматуры без сцепления с бетоном посвящено монолитному перекрытию только с ортогональным расположением преднапрягаемой арматуры [1-8].
1 СП 52-103-2007 Железобетонные монолитные конструкции зданий.
2 NBN EN 1992-1-1. Eurocode 2. BS8110. Structural use of concrete.
3 ACI 318-05. Building Code Requirements for Structural
Concrete and Commentary.
При учете преднапряженной арматуры без сцепления с бетоном в расчетах прочности необходимо оценить ее напряженное состояние с учетом начального уровня напряжений и их прироста за счет прогибов.
Напрягаемая арматура в плане может укладываться в соответствии с одной из схем на рис. 1. Первоначальное расположение канатов по высоте сечения, как правило, соответствует ожидаемой эпюре моментов и при равномерно распределенной нагрузке может быть представлено частью параболы или окружности.
В работе форма провисания каната представлена дугой описанной окружности, проходящей через вершины равнобедренного треугольника, основание которого равно пролету нити, а высота — заданному прогибу (рис. 2).
До снятия опалубки начальный провис нити (прогиб) / определяется расстоянием между центрами тяжести напрягаемой арматуры на опоре и в пролете:
/0 = h - a - а'. (1)
Радиус описанной окружности, определяемый параметрами треугольника АВО2,
R0=abc/4S, (2)
где a = b = АО2 = ВО 2; c = АВ = l0 — расчетная длина нити, принята расстоянию между осями колонн; S0 — площадь треугольника АВО 2,
а = b =>/(10/2 )2 + fо2, (3)
S0 = с/о/2. (4)
Центральный угол ф находится из треугольника ОАВ
¡¡шф = IR; (5)
Длина дуги Lff заключенная в секторе АОВ,
L0 = nR/180. (6)
Начальное усилие N¡p0 при коэффициенте пред-напряжения k
N 0 = ka 0nA . (7)
sp0 sp0 sp v '
После снятия опалубки начальное продольное усилие в канатах Nsp0 возрастает за счет увеличения прогибов под действием собственного веса и временной нагрузки.
С.885-891
При достижении прогиба/ общий провис ванты
Л = Л / (9)
Радиус окружности R1 находится из треугольника АВО3, аналогично приведенному выше расчету и новая длина дуги L1, заключенная в секторе АОВ, равна
L1 = п^ф/180. (10)
Относительное удлинение каната е = ^ - L0)/L0. (11)
Приращение напряжений в канатах составляет До = Ее. (12)
Новое значение напряжения в канатах
V = о,, +До. (13)
Новое усилие в канатах N = о пА . (14)
ер sp\ ер у '
таким образом, зная начальное усилие N и устанавливая определенный уровень (относитель-
ного или абсолютного) прогиба, можно вычислить приращение и уровень напряжений в канатах, соответствующие той или иной расчетной ситуации.
Оценка напряженного состояния ванты производилась для ячеек с диагональным и контурным расположением высокопрочной арматуры с одинаковыми начальными уровнями натяжения и прогибами в центре ячейки.
Целью исследования является установления уровня влияния преднапряженной арматуры без сцепления с бетоном на прогибы плиты монолитного безбалочного перекрытия, а также сравнение результатов по прогибам плит с контурным и диагональным расположением преднапрягаемой арматуры.
Некоторые вопросы применения преднапря-гаемой диагональной арматуры без сцепления с бетоном в безбалочных перекрытиях рассмотрены авторами в опубликованных ранее работах: конструктивные решения безбалочных безкапитель-
v \ 1
/ \ —^-^
Рис. 1. Схемы расположения напрягаемой арматуры в ячейке перекрытия: а — диагональное расположение; б — контурное расположение; 1 — напрягаемая арматура; 2 — фоновая арматура; 3 — колонны
Рис. 2. Определение прогибов плиты перекрытия: а — расположение напрягаемой арматуры в плане;
б — расчетная схема ванты
О
■ч
3
ных перекрытий с предварительно напряженной арматурой [9], вопросы определения напряженно-деформированного состояния таких плит [10-12], нахождение прогибов [13, 14].
Схема а. Дано монолитное безбалочное перекрытие 9 х 9 м с диагональной напрягаемой арматурой (см. рис. 1, а). Толщина плиты И = 200мм, защитный слой а = а' = 30 мм. Преднапрягаемая арматура — три каната класса К7О моностренд в каждом направлении [15, 16]. Площадь одного каната А = 1,54см2, также R = 1860 МПа, R = 1640 МПа, Е = 195000 МПа. Уровень преднапряжения с учетом упругого обжатия и всех потерь охр0 = п. Коэффициент к принимался 0,5; 0,6; 0,7. Начальная стрела прогиба канатов/0 = И- а - а' = 200 - 30 - 30 = = 140 мм. Способы и условия закрепления могут быть выбраны в соответствии со специальными информационными листами [17], европейскими техническими нормами4 и др.
4 ETA-06/0022. Dywidag bonded post-tensioning system for
3 to 37 strands (140 and 150 mm2).
ETA-03/0036. Post-tensioning kit for prestressing of structures with unbonded monostrands for concrete.
Величины прогибов в центре плиты изменялись в пределах 1/250.. .1/125 от расстояния в свету между внутренними гранями колонн (8700 мм). Вычисленные приращения напряжений в канатах До и максимальные значения ор при различных уровнях преднапряжения и прогибов представлены в табл. 1.
Прирост напряжений Дорр при перемещении каната от начального прогиба до конечного (1/125) составил 234,1 МПа, что при о = 930 МПа равно 25,17 %, при ор = 1116 МПа — 21,0 %, при о „ =1302 МПа — 1Р8,0 %.
Схема б. Перекрытие 9 х 9 м, преднапрягаемая арматура расположена по контуру (см. рис. 1, б). Характеристики бетона и арматуры, размеры сечения — как в схеме а. Расчетный пролет нити равен расстоянию между осями колонн, 9000 мм.
При определении напряжений в канатах следует учитывать, что отношение максимального прогиба надколонной полосы к прогибу в центре пролета, в соответствии с данными [17], равно 0,75/ Данное обстоятельство следует учитывать при оценке эффективности преднапряжения в безбалочных перекрытиях при контурном расположении канатов.
Табл. 1. Напряжения в канатах при различных уровнях преднапряжения и прогибов при диагональном расположении канатов (схема на рис. 1, а)
Прогиб Приращение Напряжения, МПа, в канатах при а = kR (с учетом потерь) при sp sn у -1 ± / ±
начальный дополнительный общий напряжений Да, МПа k = 0,5 k = 0,6 k = 0,7
U м относительный абсолютный /, м /1 = /+/ м
0 0,14 0,14 0 930 1116 1302,0
1/250 0,0348 0,1748 105,43 1035,43 1221,43 1407,43
1/225 0,0387 0,1787 118,58 1048,58 1234,57 1420,58
0,14 1/200 0,0435 0,1835 135,42 1065,42 1251,42 1437,42
1/175 0,0497 0,1897 157,73 1087,73 1273,73 1459,73
1/150 0,058 0,1980 188,63 1118,63 1304,63 1490,63
1/125 0,0696 0,2096 234,1 1164,1 1350,1 1536,1
N О
со
о >
с
10
N ^
S о
H >
о
X
s
I h
О ф
0 1/250 1/225 1/200 1/175 1/150 1/125 Относительный прогиб в центре плиты
Рис. 3. Рост напряжений в канатах при увеличении прогибов (диагональное расположение арматуры)
Табл. 2. Напряжения в канатах при различных уровнях преднапряжения и прогибов при контурном расположении канатов (схема на рис. 1, б)
Прогиб Приращение напряжений Да, МПа Напряжения, МПа, в канатах при а = kRn (с учетом потерь) при
начальный, f , м дополнительный общий f^f+Д, f, м
относительный прогиб абсолютный k = 0,5 k = 0,6 k = 0,7
в центре плиты в центре контура
0,14 0 0 0 0,14 0 930 1116 1302
1/250 1/330 0,0264 0,1664 155,5 1085,5 1271,5 1457,5
1/225 1/296 0,0294 0,1694 175,06 1105,06 1291,06 1477,1
1/200 1/263 0,0331 0,1731 199,4 1129,36 1315,36 1501,4
1/175 1/230 0,0378 0,1778 231,4 1161,4 1347,4 1533,4
1/150 1/197 0,0441 0,1841 275,52 1205,52 1391,52 1577,8
1/125 1/167 0,0521 0,1921 332,9 1262,92 1448,92 1634,9
О 1/250 1/225 1/200 1/175 1/150 1/125 Относительный прогиб в центре плиты
Рис. 4. Напряжения в канатах при увеличении прогибов (контурное расположение арматуры)
Вычисленные величины приращения напряжений в канатах и итоговые значения при различных уровнях преднапряжения и прогибов представлены в табл. 2.
Прирост напряжений Дор при перемещении каната от начального прогиба до конечного (1/125) составил 332,9 МПа, что при о =930 МПа равно 35,7 %, при ор =1116 МПа — 29,7 %, при ор = 1302 МПа — 25,5 %.
Можно сделать следующие выводы:
1. Применение высокопрочных предварительно напряженных канатов без сцепления с бетоном в качестве дополнительной рабочей арматуры уменьшает прогибы плиты перекрытия и снижает расход обычной арматуры.
2. Результаты работы, представленные в таблицах и на графиках, свидетельствуют об относительном снижении эффективности использования прочности канатов при повышении начального уровня преднапряжения.
3. С точки зрения обеспечения несущей способности, контурное расположение канатов предпочтительнее из-за более полного использования прочности высокопрочной арматуры.
4. Для удовлетворения требований первой группы предельных состояний установление уровня преднапряжения канатов должно производиться с учетом возможного достижения в высокопрочной арматуре расчетных напряжений.
00
Ф
0 т
1
s
*
о
У
Т
0 s
1
К)
В
г
литература
1. Дзюба И.С., Ватин Н.И., Кузнецов В.Д. Монолитное большепролетное ребристое перекрытие с постнапряжением // Инженерно-строительный журнал. 2008. № 1, С. 5-12.
2. Кишиневская Е.В., Ватин Н.И., Кузнецов В.Д. Усиление строительных конструкций с использованием постнапряженного железобетона // Инженерно-строительный журнал. 2009. № 3. С. 29-32.
<
О *
8
О
■ч
3. Muttoni A. Conception et dimensionnement de la précontrainte.. Lausanne, Ecole polytechnique federale 2012.
4. Paille G.M. Calcul des structures en beton. AFNOR,
2013.
5. SeinturierР. Etat limite de service . IUT. Génie Civil de Grenoble. 2006.
6. Морозов А. BIM в России: преднапряженный железобетон — два подхода при моделировании в Revit-Robot. Режим доступа: http://bim-fea.blogspot.ru/2012/09/ bim-revit-robot.html.
7. Портаев Д.В. Расчет и конструирование монолитных преднапряженных конструкций гражданских зданий. М.: АСВ, 2011. 248 с.
8. Портаев Д.В. Опыт расчета монолитных преднапряженных конструкций в программном комплекса SCAD с использованием метода эквивалентных загружений. Режим доступа: http://scadsoft.com/download/Portaev2012.pdf.
9. Бардышева Ю.А., Кузнецов В.С., Талызова Ю.А. Конструктивные решения безбалочных безкапительных перекрытий с предварительно напряженной арматурой // Вестник МГСУ. 2014. № 6. С. 44-51.
10. КремневВ.А., КузнецовВ.С., ТалызоваЮ.А. Особенности распределения напряжений в плите безбалочного перекрытия от усилия преднапряжения // Вестник МГСУ. 2014. № 9. С. 48-53.
11. Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А. К определению напряжений в арматуре без сцепления с бетоном в безбалочных перекрытиях // Промышленное и гражданское строительство. 2015. №3. C. 50-53.
12. Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А. К определению напряженно-деформированного состояния безбалочных перекрытий со смешанным армированием // Промышленное и гражданское строительство. 2016. № 2. С. 54-57.
13. Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А. К определению прогибов безбалочных перекрытий, армированных преднапряженной диагональной арматурой без сцепления с бетоном // Научное обозрение. 2015. № 21. С. 50-55.
14. Kuznetsov V. S., Shaposhnikova Yu.A. On the definition deflections of monolithic slabs with the mixed reinforcing at the stage of limit equilibrium // MATEC Web of Conferences. Vol. 73 (TPACEE-2016). Режим доступа: http://www.matec-conferences.org.
15. Кузнецов В.С., Шапошникова Ю.А. Прочность преднапряженного монолитного безбалочного перекрытия в стадиях изготовления и разрушения // Системные технологии. 2016. № 1/18. С. 85-92.
16. Патент РФ № 2427686. Способ изготовления предварительно напряженных железобетонных конструкций и моностренд / С.Л. Cитников, Е.Ф. Мирюшенко. № 2009132979/03 ; заявл. 02.09.2009 ; опубл. 27.08.2011, Бюл. № 24. 8 с.
17. Информационный лист «ПСК Строитель. Элементы систем преднапряжения. Куплер типа M/ME». Режим доступа: http://psk-stroitel.ru/oborudovanie/elementy-sistem-prednapryazheniya/kupler-tipa-m-me.html.
Поступила в редакцию в марте 2017 г. Принята в доработанном виде в июне 2017 г. Одобрена для публикации в июле 2017 г
N О
Об авторах: Осипенко Юрий Григорьевич — кандидат технических наук, доцент, первый заместитель генерального директора, «Монолит», 141006, Московская область, г. Мытищи, Олимпийский проспект, д. 48; mon2255@yandex.ru;
кузнецов Виталий Сергеевич — кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры архитектурно-строительного проектирования, Мытищинский филиал Национального исследовательского Московского государственного строительного университета (Мытищинский филиал НИУ МГСУ), 141006, Московская область, г. Мытищи, Олимпийский проспект, д.50; ggh2014@yandex.ru;
Шапошникова Юлия Александровна — старший преподаватель кафедры железобетонных и каменных конструкций, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; yuliatalyzova@yandex.ru.
00 X
о >
с
10
N ^
S о
H >
о
X
s
I h
О ф
references
1. Dzyuba I.S., Vatin N.I., Kuznetsov V.D. Monolitnoe bol'sheproletnoe rebristoe perekrytie s postnapryazheniem [Monolithic Long-Span Ribbed Cover with Post-Tension]. Inzhenerno-stroitel'nyy zhurnal [Magazine of Civil Engineering]. 2008, no. 1, pp. 5-12. (In Russian)
2. Kishinevskaya E.V., Vatin N.I., Kuznetsov V.D. Usilenie stroitel'nykh konstruktsiy s ispol'zovaniem post-napryazhennogo zhelezobetona [Strengthening of Building Designs with the Use of Post-Stressed Reinforced Concrete]. Inzhenerno-stroitel'nyy zhurnal [Magazine of Civil Engineering]. 2009, no. 3, pp. 29-32. (In Russian)
3. Muttoni A. Conception et dimensionnement de la précontrainte [Design and dimensioning of prestressing]. Lausanne, Ecole polytechnique federale 2012. (In French)
4. Paille G.M. Calcul des structures en beton [Calculation of concrete structure]. AFNOR, 2013. (In French)
5. Seinturier R. Etat limite de service [Service Limit State]. IUT. Génie Civil de Grenoble, 2006. (In French)
6. Morozov A. BIM v Rossii: prednapryazhennyy zhelezobeton — dva podkhoda pri modelirovanii v Revit-Robot [BIM in Russia: Prestressed Reinforced Concrete-Two Approaches In Modeling in Revit-Robot]. Available at: http://bim-fea.blogspot.ru/2012/09/bim-revit-robot.html. (In Russian)
7. Portaev D.V. Raschet i konstruirovanie monolitnykh prednapryazhennykh kon-struktsiy grazhdanskikh zdaniy [Calculation and Construction of Monolithic Prestressed Constructions of Civil Buildings]. Moscow: ASV, 2011. 248 p. (In Russian)
8. Portaev D.V. Opyt rascheta monolitnykh prednapryazhennykh konstruktsiy v programmnom kompleksa SCAD s ispol'zovaniem metoda ekvivalentnykh zagruzheniy [Experi-
С.885-891
ence of Calculating Monolithic Prestressed Structures in the SCAD Software Complex Using the Equivalent Load Method]. Available at: http://scadsoft.com/download/Portaev2012. pdf. (In Russian)
9. Bardysheva Yu.A., Kuznetsov V.S., Talyzova Yu.A. Konstruktivnye resheniya bezbalochnykh bezkapitel'nykh perekrytiy s predvaritel'no napryazhennoy armaturoy [Constructive Solutions of Bevelless Overlap without a Drop Cap with Prestressed Reinforcement]. Vestnik MGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 6, pp. 44-51. (In Russian)
10. Kremnev V.A., Kuznetsov V.S., Talyzova Yu.A. Osobennosti raspredeleniya napryazheniy v plite bezbaloch-nogo perekrytiya ot usiliya prednapryazheniya [Features of the Distribution of Stresses In the Plate with a Non-Beam Overlapping from the Prestressing Force]. Vestnik MGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 9, pp. 48-53. (In Russian)
11. Kuznetsov V.S., Shaposhnikova Yu.A. K opredele-niyu napryazheniy v armature bez stsepleniya s betonom v bezbalochnykh perekrytiyakh [Revising the Determination of Stresses in Reinforcement without Adhesion To Concrete In Bezel-Shaped Ceilings]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2015, no. 3, pp. 50-53. (In Russian)
12. Kuznetsov V.S., Shaposhnikova Yu.A. K opre-deleniyu napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniya bezbalochnykh perekrytiy so smeshannym armirovaniem. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2016, no. 2, pp. 54-57. (In Russian)
13. Kuznetsov V.S., Shaposhnikova Yu.A. K opredele-niyu progibov bezbalochnykh pe-rekrytiy, armirovannykh prednapryazhennoy diagonal'noy armaturoy bez stsepleniya s betonom [Revising the Definition of Deflections of Bezel-Shaped Roofs, Reinforced with Pre-Stressed Diagonal Reinforcement without Adhesion to Concrete]. Nauchnoe obozre-nie [Scientific Review]. 2015, no. 21, pp. 50-55. (In Russian)
14. Kuznetsov V. S., Shaposhnikova Yu.A. on the Definition Deflections of Monolithic Slabs with the Mixed Reinforcing at the Stage of Limit Equilibrium. MATEC Web of Conferences. Vol. 73 (TPACEE-2016). Available at: http:// www.matec-conferences.org.
15. Kuznetsov V.S., Shaposhnikova Yu.A. Prochnost' prednapryazhennogo monolitnogo bezbalochnogo perekryti-ya v stadiyakh izgotovleniya i razrusheniya [Strength of Prestressed Monolithic Non-Beam Overlapping in the Stages of Fabrication and Destruction]. Sistemnye tekhnologii [System Technologies]. 2016, no. 1/18, pp. 85-92. (In Russian)
16. Patent RU no. 2427686. Sposob izgotovleniya pred-varitel'-no napryazhennykh zhelezobetonnykh konstruktsiy i monostrend [Method for Manufacturing Prestressed Reinforced Concrete Structures and Monostrend] / S.L. Sitnikov, E.F. Miry-ushenko. no. 2009132979/03 ; application 02.09.2009 ; published 27.08.2011, bulletin no. 24. 8 p. (In Russian)
17. Informatsionnyy list «PSK Stroitel'. Elementy sistem prednapryazheniya. Kupler tipa M/ME» [Information paper "PSM Builder. Elements of Pre-Tension Systems. Coupler type M / ME ».]. Available at: http://psk-stroitel.ru/ oborudovanie/elementy-sistem-prednapryazheniya/kupler-tipa-m-me.html. (In Russian)
Received in March 2017.
Adopted in revised form in June 2017.
Approved for publication in July 2017
About the authors: Osipenko Yuri Grigoryevich — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, First Deputy General Director, "Monolit", 48 Olimpiysky prospect, Mytischi, 141006, Moscow region, Russian Federation; Mon2255@yandex.ru;
Kuznetsov Vitaliy sergeevich — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Architecture and Construction Design, Mytishchi Branch of the Moscow state University of civil Engineering (MGsU), 50 Olimpiyskiy prospect, Mytishchi, 141006, Moscow Region, Russian Federation; Vitaly.ggh2014@yandex.ru;
shaposhnikova Yulia Alexandrovna — Senior Lecturer, Department of Reinforced Concrete and Stone Structures, Moscow state University of civil engineering (MGsU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian 00 Federation; Yuliatalyzova@yandex.ru. C
T
M y
T
1
B
3
y
00 1
