Cihla je docela odolná stavební materiál, obzvláště pevné, a při stavbě domů 2-3 podlaží, stěny z obyčejných keramické cihly Dodatečné výpočty zpravidla nejsou nutné. Přesto jsou situace různé, například se plánuje dvoupatrový dům s terasou ve druhém patře. Kovové příčky, na kterých se budou i opírat kovové nosníky terasové stropy, je plánováno uložení na zděné sloupy z lícových dutých cihel o výšce 3 m výše budou další sloupy o výšce 3 m, na kterých bude spočívat střecha:
To vyvolává přirozenou otázku: co minimální úsek budou sloupy poskytovat požadovanou pevnost a stabilitu? Samozřejmě, myšlenka pokládání sloupů z hliněných cihel, a ještě více stěn domu, není zdaleka nová a všechny možné aspekty výpočtů cihlových zdí, pilířů, pilířů, které jsou podstatou sloupu , jsou dostatečně podrobně popsány v SNiP II-22-81 (1995) "Kamenné a vyztužené kamenné konstrukce." Právě tento regulační dokument by měl být použit jako vodítko při provádění výpočtů. Níže uvedený výpočet není nic jiného než příklad použití zadaného SNiP.
Chcete-li určit pevnost a stabilitu sloupů, musíte mít poměrně mnoho počátečních údajů, jako jsou: značka cihel z hlediska pevnosti, oblast podpory příčníků na sloupech, zatížení sloupů , plocha průřezu sloupu, a pokud nic z toho není známo ve fázi návrhu, můžete postupovat následovně:
Navrženo: Rozměry terasy 5x8m Tři sloupy (jeden uprostřed a dva na okrajích) z lícové duté cihly o průřezu 0,25x0,25m cihla je M75.
S takovým schématem výpočtu maximální zatížení bude ve spodním prostředním sloupci. To je přesně to, s čím byste měli počítat pro sílu. Zatížení sloupu závisí na mnoha faktorech, zejména na konstrukční ploše. Například, zatížení sněhem pro střešní krytinu v Petrohradě je 180 kg/m² a v Rostově na Donu - 80 kg/m². Vezmeme-li v úvahu hmotnost samotné střechy, 50-75 kg/m², zatížení sloupu od střechy pro Puškina v Leningradské oblasti může být:
N ze střechy = (180 1,25 +75) 5 8/4 = 3000 kg nebo 3 tuny
Vzhledem k tomu, že současná zatížení od materiálu podlahy a od lidí sedících na terase nejsou zatím známy, nábytek atd., ale rozhodně se neplánuje železobetonová deska, ale předpokládá se, že podlaha bude dřevěná, ze samostatně ležících hraněné desky, pak pro výpočet zatížení z terasy můžete vzít rovnoměrně rozložené zatížení 600 kg/m², pak koncentrovaná síla z terasy působící na středový sloup bude:
N z terasy = 600 5 8/4 = 6000 kg nebo 6 tun
Vlastní hmotnost sloupů o délce 3 m bude:
N ze sloupce = 1500 3 0,38 0,38 = 649,8 kg nebo 0,65 tuny
Celkové zatížení středního spodního sloupu v části sloupu poblíž základu tedy bude:
N s otáčkami = 3000 + 6000 + 2 650 = 10300 kg nebo 10,3 tuny
Nicméně, v v tomto případě lze vzít v úvahu, že není příliš vysoká pravděpodobnost, že dočasné zatížení sněhem, maximálně v zimní čas, a dočasné zatížení podlahy, maximálně v letní čas, bude aplikováno současně. Tito. součet těchto zatížení lze vynásobit koeficientem pravděpodobnosti 0,9, pak:
N s otáčkami = (3000 + 6000) 0,9 + 2 650 = 9400 kg nebo 9,4 tuny
Návrhové zatížení na vnějších sloupech bude téměř dvakrát menší:
Ncr = 1500 + 3000 + 1300 = 5800 kg nebo 5,8 tuny
2. Stanovení pevnosti cihelného zdiva.
Třída cihel M75 znamená, že cihla musí vydržet zatížení 75 kgf/cm2, avšak pevnost cihly a pevnost zdiva jsou dvě různé věci. Následující tabulka vám pomůže pochopit:
Tabulka 1. Navrhněte pevnosti v tlaku pro zdivo
Ale to není vše. Stejný SNiP II-22-81 (1995) bod 3.11 a) doporučuje, aby se pro plochu pilířů a pilířů menší než 0,3 m² vynásobila hodnota návrhové odolnosti koeficientem provozních podmínek ys = 0,8. A protože plocha průřezu našeho sloupu je 0,25x0,25 = 0,0625 m², budeme muset použít toto doporučení. Jak vidíte, pro cihlu značky M75 i při použití zdicí malta M100, pevnost zdiva nepřesáhne 15 kgf/cm2. Výsledkem je, že vypočítaný odpor pro náš sloup bude 15·0,8 = 12 kg/cm², pak maximální tlakové napětí bude:
10300/625 = 16,48 kg/cm² > R = 12 kgf/cm²
Pro zajištění požadované pevnosti sloupu je tedy nutné buď použít cihlu větší pevnosti, například M150 (vypočítaná pevnost v tlaku pro maltu M100 bude 22·0,8 = 17,6 kg/cm²) nebo zvětšit průřez sloupu nebo použít příčnou výztuž zdiva. Prozatím se zaměřme na použití odolnějších lícových cihel.
3. Stanovení stability zděného sloupu.
Pevnost zdiva a stabilita zděného sloupu jsou také různé věci a stále stejné SNiP II-22-81 (1995) doporučuje určit stabilitu cihlového sloupu pomocí následujícího vzorce:
N ≤ mg φRF (1.1)
m g- koeficient zohledňující vliv dlouhodobé zátěže. V tomto případě jsme měli relativně vzato štěstí, protože na výšce úseku h≤ 30 cm, hodnotu tohoto koeficientu lze brát rovnou 1.
φ - koeficient podélného ohybu v závislosti na pružnosti sloupu λ . Chcete-li určit tento koeficient, musíte vědět efektivní délka sloupců lÓ a ne vždy se shoduje s výškou sloupce. Jemnosti stanovení návrhové délky konstrukce zde nejsou nastíněny, pouze poznamenáváme, že podle SNiP II-22-81 (1995) odstavec 4.3: „Výpočet výšek stěn a pilířů lÓ při určování součinitelů vzpěru φ v závislosti na podmínkách jejich podepření na vodorovných podpěrách je třeba vzít v úvahu následující:
a) s pevnými sklopnými podpěrami l o = N;
b) s elastickou horní podpěrou a pevným sevřením ve spodní podpěře: pro budovy s jedním polem l o = 1,5H, pro budovy o více polích l o = 1,25H;
c) pro volně stojící konstrukce l o = 2H;
d) pro konstrukce s částečně sevřenými nosnými sekcemi - s přihlédnutím ke skutečnému stupni sevření, ne však méně l o = 0,8N, Kde N- vzdálenost mezi podlahami nebo jinými vodorovnými podpěrami, u železobetonových vodorovných podpěr světlá vzdálenost mezi nimi."
Naše schéma výpočtu lze na první pohled považovat za splňující podmínky bodu b). tj. můžete si to vzít l o = 1,25H = 1,25 3 = 3,75 metru nebo 375 cm. Tuto hodnotu však můžeme s jistotou použít pouze v případě, kdy je spodní podpěra opravdu tuhá. Pokud je cihlový sloup položen na vrstvu hydroizolace ze střešní lepenky položenou na základ, měla by být taková podpěra spíše považována za kloubovou, nikoli pevně upnutou. A v tomto případě je náš návrh v rovině rovnoběžné s rovinou stěny geometricky variabilní, jelikož konstrukce podlahy (samostatně ležící desky) neposkytuje dostatečnou tuhost v zadané rovině. Z podobná situace Jsou možné 4 výstupy:
1. Použijte zásadně odlišné schéma návrhu, Například - kovové sloupy, pevně zapuštěné do základu, ke kterému budou přivařeny podlahové nosníky, pak z estetických důvodů mohou být kovové sloupy obloženy lícovou cihlou jakékoli značky, protože celé zatížení ponese kov. V tomto případě je pravda, že kovové sloupy je potřeba spočítat, ale lze vzít vypočtenou délku l o = 1,25H.
2. Udělejte další přesah, například z listové materiály, což nám umožní považovat v tomto případě horní i spodní podpěry sloupu za kloubové l o = H.
3. Vytvořte výztužnou membránu v rovině rovnoběžné s rovinou stěny. Například podél okrajů nepokládejte sloupy, ale spíše mola. To nám také umožní považovat horní i spodní podpěry sloupu za kloubové, ale v tomto případě je nutné dodatečně vypočítat tuhost diafragmy.
4. Ignorujte výše uvedené možnosti a počítejte sloupky jako volně stojící s pevnou spodní podpěrou, tzn. l o = 2H. Nakonec staří Řekové stavěli své sloupy (i když ne z cihel) bez znalosti pevnosti materiálů, bez použití kovových kotev a v té době neexistovaly žádné tak pečlivě sepsané stavební předpisy a předpisy, nicméně některé sloupy stojí dodnes.
Nyní, když znáte návrhovou délku sloupu, můžete určit koeficient flexibility:
λ h = lÓ /h (1.2) popř
λ i = lÓ (1.3)
h- výška nebo šířka části sloupu a i- poloměr setrvačnosti.
Určení poloměru otáčení není v zásadě obtížné, musíte vydělit moment setrvačnosti průřezu plochou průřezu a poté z výsledku extrahovat odmocnina, nicméně v tomto případě to není příliš potřeba. Tedy Ah = 2 300/25 = 24.
Nyní, když znáte hodnotu koeficientu pružnosti, můžete konečně určit koeficient vzpěru z tabulky:
Tabulka 2. Součinitele vzpěru pro kámen a železobeton kamenné stavby
(podle SNiP II-22-81 (1995))
V tomto případě elastické charakteristiky zdiva α určuje tabulka:
Tabulka 3. Elastické vlastnosti zdiva α (podle SNiP II-22-81 (1995))
V důsledku toho bude hodnota koeficientu podélného ohybu asi 0,6 (s elastickou charakteristickou hodnotou α = 1200, podle odstavce 6). Maximální zatížení centrálního sloupku pak bude:
N р = m g φγ s RF = 1 0,6 0,8 22 625 = 6600 kg< N с об = 9400 кг
To znamená, že převzatý průřez 25x25 cm nestačí k zajištění stability spodního centrálního středově stlačeného sloupu. Pro zvýšení stability je nejoptimálnější zvětšit průřez sloupu. Pokud například rozložíte sloup s dutinou uvnitř jedné a půl cihel o rozměrech 0,38 x 0,38 m, nejen že se plocha průřezu sloupu zvětší na 0,13 m nebo 1300 cm, ale poloměr setrvačnosti kolony se také zvýší na i= 11,45 cm. Pak Xi = 600/11,45 = 52,4 a hodnotu koeficientu φ = 0,8. V tomto případě bude maximální zatížení centrálního sloupku:
N r = m g φγ s RF = 1 0,8 0,8 22 1300 = 18304 kg > N s otáčkami = 9400 kg
To znamená, že úsek 38x38 cm je dostatečný pro zajištění stability spodního centrálního středově stlačeného sloupu a dokonce je možné snížit jakost cihly. Například u původně přijaté třídy M75 bude maximální zatížení:
N р = m g φγ s RF = 1 0,8 0,8 12 1300 = 9984 kg > N s otáčkami = 9400 kg
Zdá se, že je to vše, ale je vhodné vzít v úvahu ještě jeden detail. V tomto případě je lepší provést základový pás (sjednocený pro všechny tři sloupy) spíše než sloupový (pro každý sloup samostatně), jinak i malé sedání základu povede k dalším pnutím v těle sloupu a to může vést ke zničení. S přihlédnutím ke všemu výše uvedenému by byl nejoptimálnější úsek sloupu 0,51x0,51 m a z estetického hlediska je takový úsek optimální. Plocha průřezu těchto sloupů bude 2601 cm2.
Vnější sloupy v navrženém domě nebudou centrálně stlačeny, protože příčníky na nich budou spočívat pouze na jedné straně. A i když jsou příčníky položeny na celý sloup, přesto se v důsledku vychýlení příčníků zatížení z podlahy a střechy přenese na vnější sloupy, které nejsou ve středu části sloupu. Kam přesně se bude výslednice tohoto zatížení přenášet, závisí na úhlu sklonu příčníků na podpěrách, modulech pružnosti příčníků a sloupů a řadě dalších faktorů. Toto posunutí se nazývá excentricita působení zatížení e o. V tomto případě nás zajímá nejnepříznivější kombinace faktorů, při které se zatížení z podlahy na sloupy přenese co nejblíže k okraji sloupu. To znamená, že kromě samotného zatížení budou sloupy také vystaveny ohybovému momentu rovnému M = Ne o, a tento bod je třeba vzít v úvahu při výpočtu. Obecně lze testování stability provést pomocí následujícího vzorce:
N = φRF - MF/W (2.1)
W- úsekový moment odporu. V tomto případě lze zatížení pro spodní krajní sloupy od střechy podmíněně považovat za středově působící a excentricita bude vytvořena pouze zatížením od podlahy. Při excentricitě 20 cm
Nr = φRF - MF/W =1 0,8 0,8 12 2601- 3000 20 2601· 6/51 3 = 19975,68 – 7058,82 = 12916,9 kg >Ncr = 5800 kg
I při velmi velké excentricitě zatížení máme tedy více než dvojnásobnou bezpečnostní rezervu.
Poznámka: SNiP II-22-81 (1995) „Kamenné a vyztužené zděné konstrukce“ doporučuje použít jinou metodu pro výpočet řezu s přihlédnutím k vlastnostem kamenných konstrukcí, ale výsledek bude přibližně stejný, proto je metoda výpočtu doporučená SNiP zde není uveden.
III. VÝPOČET KAMENNÝCH KONSTRUKCÍ
Zatížení na molu (obr. 30) v úrovni spodní části nosníku podlahy prvního patra, kN:
sníh pro II sněhovou oblast
rolovaný střešní koberec – 100 N/m2
asfaltový potěr při N/m 3, tl. 15 mm
izolace – dřevovláknité desky tloušťky 80 mm o hustotě N/m 3
parozábrana – 50 N/m 2
prefabrikovaný železobetonové desky nátěr – 1750 N/m 2
hmotnost železobetonového krovu
tíha římsy na zdivo zdi při N/m 3
hmotnost zdiva je nad +3,03
soustředěné z podlahových příček (podmíněně bez zohlednění návaznosti příček)
hmotnost okenní výplně v N/m2
celkové návrhové zatížení mola na úrovni nadmořské výšky. +3,03
 |
Podle odstavců 6.7.5 a 8.2.6 je přípustné považovat stěnu za výškově dělenou na jednopolové prvky s nosnými závěsy umístěnými v úrovni podpěry příčníků. V tomto případě se předpokládá, že zatížení z horních pater působí v těžišti části stěny nadložní podlahy a všechna zatížení kN v rámci dané podlahy se považují za působící se skutečnou excentricitou vzhledem ke středu podlahy. gravitace stěnové části.
Podle článku 6.9, článku 8.2.2, vzdálenost od místa aplikace reakcí podpěry příčníku P k vnitřnímu okraji stěny, při absenci podpěr fixujících polohu podpěrného tlaku, se odebírá nejvýše jedna třetina hloubky zapuštění příčníku a nejvýše 7 cm (obr. 31).
V hloubce zapuštění příčky do zdi A h = 380 mm, A h: 3 = 380 : 3 =
127 mm > 70 mm akceptuje bod působení referenčního tlaku
R= 346,5 kN ve vzdálenosti 70 mm od vnitřní hrany stěny.
Odhadovaná výška mola ve spodním patře
Pro návrhové schéma mola spodního patra budovy vezmeme sloupek se sevřením v úrovni základové hrany a se sklopnou podpěrou v úrovni podlahy.
Flexibilita stěny z vápenopísková cihla stupně 100 na řešení stupně 25, s R= 1,3 MPa dle tabulky. 2, se stanoví podle poznámky 1 k tabulce. 15 s elastickou charakteristikou zdiva a= 1000;
součinitel vzpěru dle tabulky. 18 j = 0,96. Podle článku 4.14 se u stěn s tuhou horní podpěrou nesmí brát v úvahu podélný průhyb v podpěrných úsecích (j = 1,0). Ve střední třetině výšky pilíře je součinitel vzpěru roven vypočtené hodnotě j = 0,96. V opěrných třetinách výšky j se lineárně mění od j = 1,0 do vypočtené hodnoty j = 0,96 (obr. 32). Hodnoty koeficientu podélného ohybu v konstrukčních částech mola, na úrovních horní a spodní části okenního otvoru
 |
velikost ohybových momentů v úrovni podpěry příčníku a v konstrukčních řezech pilíře v úrovni horní a dolní části okenního otvoru
kNm;
kNm;
 |
Velikost normálových sil ve stejných úsecích mola
Excentricity podélných sil E 0 = M:N:
Mm< 0,45 y= 0,45 x 250 = 115 mm;
Mm< 0,45 y= 115 mm;
Mm< 0,45 y= 115 mm;
Nosnost excentricky stlačeného mola obdélníkový úsek podle bodu 4.7 je určen vzorcem
Kde 
(j- koeficient podélného průhybu pro celý průřez prvku obdélníkového tvaru; 
); m g– koeficient zohledňující vliv dlouhodobého působení zatížení (s h= 510 mm > 300 mm akceptovat m g = 1,0); A- plocha průřezu mola.
Vnější nosné stěny musí být navrženy minimálně s ohledem na pevnost, stabilitu, místní zborcení a odolnost proti prostupu tepla. Chcete-li to zjistit jak silná by měla být cihlová zeď? , musíte si to spočítat. V tomto článku se podíváme na výpočet nosnost zdivo a v následujících článcích - zbývající výpočty. Abyste nezmeškali vydání nového článku, přihlaste se k odběru novinek a po všech výpočtech zjistíte, jaká by měla být tloušťka stěny. Vzhledem k tomu, že se naše společnost zabývá výstavbou chat, to znamená nízkopodlažní výstavbou, zvážíme všechny výpočty speciálně pro tuto kategorii.
Ložisko se nazývají stěny, které nesou zatížení od podlahových desek, obkladů, trámů atd., které na nich spočívají.
Měli byste také vzít v úvahu značku cihel pro mrazuvzdornost. Vzhledem k tomu, že si každý staví dům pro sebe nejméně sto let, v suchých a normálních vlhkostních podmínkách areálu, je akceptován stupeň (M rz) 25 a vyšší.
Při stavbě domu, chaty, garáže, přístavků a dalších staveb se suchými a normálními vlhkostními podmínkami se doporučuje použít duté cihly na vnější stěny, protože jejich tepelná vodivost je nižší než u plných cihel. V souladu s tím bude při tepelně technických výpočtech tloušťka izolace menší, což ušetří peníze při nákupu. Plné cihly pro vnější stěny by se měly používat pouze tehdy, když je to nutné k zajištění pevnosti zdiva.
Vyztužení zdiva je povoleno pouze v případě, že zvýšení jakosti cihel a malty neposkytuje požadovanou nosnost.
Příklad výpočtu cihlová zeď.
Nosnost zdiva závisí na mnoha faktorech - značce cihel, značce malty, přítomnosti otvorů a jejich velikosti, pružnosti stěn atd. Výpočet únosnosti začíná určením konstrukčního schématu. Při výpočtu stěn pro svislé zatížení je stěna uvažována jako podepřená kloubovými a pevnými podpěrami. Při výpočtu stěn pro horizontální zatížení (vítr) se stěna považuje za pevně upnutou. Je důležité nezaměňovat tyto diagramy, protože momentové diagramy se budou lišit.
Výběr sekce designu.
V plných stěnách se za návrhový řez považuje řez I-I v úrovni dna podlahy s podélnou silou N a maximálním ohybovým momentem M. Často je nebezpečné sekce II-II, protože ohybový moment je o něco menší než maximum a je roven 2/3M a koeficienty m g a φ jsou minimální.
U stěn s otvory se průřez bere v úrovni dna překladů.
Podívejme se na oddíl I-I.
Z předchozího článku Sběr zatížení na stěně prvního patra Vezměme výslednou hodnotu celkového zatížení, která zahrnuje zatížení od podlahy prvního patra P 1 = 1,8 t a nadzemních podlaží G = G p + P 2 +G 2 = 3,7 t:
N = G + P1 = 3,7 t + 1,8 t = 5,5 t
Podlahová deska dosedá na stěnu ve vzdálenosti a=150 mm. Podélná síla P 1 od stropu bude ve vzdálenosti a / 3 = 150 / 3 = 50 mm. Proč 1/3? Protože stresový diagram je pod oblast podpory bude ve tvaru trojúhelníku a těžiště trojúhelníku je přesně 1/3 délky podpěry.
Zatížení z nadzemních podlaží G je uvažováno jako centrální.
Protože zatížení od podlahové desky (P 1) nepůsobí ve středu řezu, ale ve vzdálenosti od ní rovné:
e = h/2 - a/3 = 250 mm/2 - 150 mm/3 = 75 mm = 7,5 cm,
pak vytvoří ohybový moment (M) in oddíl I-I. Moment je produktem síly a paže.
M = P1 * e = 1,8 t * 7,5 cm = 13,5 t * cm
Potom bude excentricita podélné síly N:
eo = M/N = 13,5/5,5 = 2,5 cm
Protože nosná stěna 25 cm tlustý, pak by měl výpočet brát v úvahu hodnotu náhodné excentricity e ν = 2 cm, pak se celková excentricita rovná:
eo = 2,5 + 2 = 4,5 cm
y=v/2=12,5 cm
Při e0 = 4,5 cm< 0,7y=8,75 расчет по раскрытию трещин в швах кладки можно не производить.
Pevnost zdiva excentricky stlačeného prvku je určena vzorcem:
N ≤ m g φ 1 R A c ω
Kurzy m g A φ 1 v uvažovaném úseku se I-I rovna 1.
V případě nezávislý design cihlový dům je naléhavě nutné spočítat, zda odolá zdivo zátěže, které jsou součástí projektu. Obzvláště závažná situace nastává v oblastech zdiva oslabených oknem a dveře. V případě velkého zatížení nemusí tyto plochy odolat a být zničeny.
Přesný výpočet odolnosti mola vůči stlačení nadložními podlahami je poměrně složitý a je určen vzorci obsaženými v regulační dokument SNiP-2-22-81 (dále jen<1>). Technické výpočty pevnosti stěny v tlaku berou v úvahu mnoho faktorů, včetně konfigurace stěny, její pevnosti v tlaku, pevnosti typu materiálu a dalších. Přibližně „od oka“ však můžete odhadnout odolnost stěny vůči stlačení pomocí orientačních tabulek, ve kterých je síla (v tunách) spojena v závislosti na šířce stěny a také na značkách cihel a malty. Stůl je sestaven pro výšku stěny 2,8m.
Tabulka pevnosti cihlové zdi, tuny (příklad)
| Známky | Šířka plochy, cm | |||||||||||
| cihlový | řešení | 25 | 51 | 77 | 100 | 116 | 168 | 194 | 220 | 246 | 272 | 298 |
| 50 | 25 | 4 | 7 | 11 | 14 | 17 | 31 | 36 | 41 | 45 | 50 | 55 |
| 100 | 50 | 6 | 13 | 19 | 25 | 29 | 52 | 60 | 68 | 76 | 84 | 92 |
Pokud je hodnota šířky stěny v rozmezí mezi uvedenými, je nutné se zaměřit na minimální počet. Zároveň je třeba připomenout, že tabulky nezohledňují všechny faktory, které mohou upravit stabilitu, konstrukční pevnost a odolnost cihlové zdi vůči tlaku v poměrně širokém rozsahu.
Z hlediska času může být zatížení dočasné nebo trvalé.
Trvalý:
Dočasný:
Při analýze zatížení konstrukcí je nutné brát v úvahu celkové účinky. Níže je uveden příklad výpočtu hlavních zatížení na stěnách prvního patra budovy.
Chcete-li vzít v úvahu sílu působící na navrženou část stěny, musíte sečíst zatížení:
V případě nízkopodlažní konstrukceúkol je značně zjednodušen a mnoho faktorů živého zatížení lze zanedbat tím, že se ve fázi návrhu určí určitá bezpečnostní rezerva.
V případě výstavby 3 a vícepodlažních konstrukcí je však vyžadována důkladná analýza pomocí speciálních vzorců, které berou v úvahu sčítání zatížení z každého podlaží, úhel působení síly a mnoho dalšího. V některých případech je pevnosti stěny dosaženo zesílením.
Tento příklad ukazuje analýzu současného zatížení pilířů 1. patra. Zde pouze trvalé zatížení z různých konstrukční prvky budovy s přihlédnutím k nerovnoměrné hmotnosti konstrukce a úhlu působení sil.
Prvotní data pro analýzu:
Hst = (3-4X1V1)(h+0,02) Myf = (*3-4*3*1,5)* (0,02+0,64)*1,1*18=0,447MN.
Šířka zatěžované plochy P=Mokrá*V1/2-Š/2=3*4,2/2,0-0,64/2,0=6 m
Nn = (30 + 3 x 215) x 6 = 4,072 MN
ND=(30+1,26+215*3)*6 = 4,094 MN
H2=215*6 = 1,290 MN,
včetně H2l=(1,26+215*3)*6= 3,878MN
Npr=(0,02+0,64)*(1,42+0,08)*3*1,1*18= 0,0588 MN
Celkové zatížení bude výsledkem kombinace uvedených zatížení na stěny budovy, pro jeho výpočet se provede součet zatížení od stěny, od podlah druhého podlaží a hmotnosti projektované plochy; ).
K výpočtu mola cihlové zdi budete potřebovat:
kde e0 je indikátor extraexnosti.
Pszh = P*(1-2 e0/T)
Gszh=Vet/Vszh
Fsr=(f+fszh)/2
co = 1+e/T<1,45
U=Kdv*fsr*R*Pszh* ω
Kdv – koeficient dlouhodobé expozice
R – odolnost zdiva v tlaku, lze určit z tabulky 2<1>, v MPa
— Mokré — 3,3 m
— Chat — 2
— T — 640 mm
— Š — 1300 mm
- parametry zdiva (hliněná cihla lisováním plastem, cementopísková malta, třída cihel - 100, třída malty - 50)
P = 0,64 x 1,3 = 0,832
G = 3,3/0,64 = 5,156
Vszh=0,64-2*0,045=0,55 m
Pszh = 0,832*(1-2*0,045/0,64)=0,715
Gszh=3,3/0,55=6
Fsr=(0,98+0,96)/2=0,97
ω = 1 + 0,045/0,64 = 1,07<1,45
Pro určení efektivního zatížení je nutné vypočítat hmotnost všech konstrukčních prvků ovlivňujících navrženou plochu budovy.
Y=1*0,97*1,5*0,715*1,07=1,113 MN
Podmínka splněna, pevnost zdiva a pevnost jeho prvků je dostatečná
Co dělat, když je vypočtená tlaková odolnost stěn nedostatečná? V tomto případě je nutné zpevnit stěnu výztuží. Níže je uveden příklad analýzy nutné modernizace konstrukce s nedostatečnou pevností v tlaku.
Pro usnadnění můžete použít tabulková data.
Na spodním řádku jsou ukazatele pro stěnu vyztuženou drátěným pletivem o průměru 3 mm, s buňkou 3 cm, třída B1. Vyztužení každé třetí řady.
Nárůst pevnosti je asi 40 %. Obvykle je tento odpor v tlaku dostatečný. Je lepší provést podrobnou analýzu s výpočtem změny pevnostních charakteristik v souladu s použitou metodou zesílení konstrukce.
Níže je uveden příklad takového výpočtu
Příklad výpočtu výztuže pilíře
Počáteční data – viz předchozí příklad.
V tomto případě není splněna podmínka У>=Н (1.113<1,5).
Je nutné zvýšit pevnost v tlaku a strukturální pevnost.
Získat
k=U1/U=1,5/1,113=1,348,
těch. je nutné zvýšit pevnost konstrukce o 34,8 %.
Výztuž železobetonovým rámem
Výztuž je provedena klecí z betonu B15 o tloušťce 0,060 m Svislé pruty 0,340 m2, spon 0,0283 m2 s krokem 0,150 m.
Rozměry průřezu vyztužené konstrukce:
Ш_1=1300+2*60=1,42
T_1=640+2*60=0,76
U takových indikátorů je splněna podmínka У>=Н. Odolnost v tlaku a pevnost konstrukce jsou dostatečné.
|
Zatížení na molu v úrovni dna nosníku podlahy prvního patra, kN |
Hodnoty, kN |
|
sníh pro II sněhovou oblast |
1000*6,74*(23,0*0,5+0,51+0,25)*1,4*0,001=115,7 |
|
rolovaný střešní koberec-100N/m2 |
100*6,74*(23,0*0,5+0,51+0,25)*1,1*0,001=9,1 |
|
asfaltový potěr při p=15000N/m 3 tl.15 mm |
15000*0,015*6,74*23,0*0,5*1,2*0,001=20,9 |
|
izolace - dřevovláknité desky tloušťky 80 mm o hustotě p = 3000 N/m 3 |
3000*0,08*6,74*23,0*0,5*1,2*0,001=22,3 |
|
Parozábrana - 50N/m 2 |
50*6,74*23,0*0,5*1,2*0,001=4,7 |
|
prefabrikované železobetonové krycí desky – 1750N/m2 |
1750*6,74*23,0*0,5*1,1*0,001=149,2 |
|
hmotnost železobetonového krovu |
6900*1,1*0,01=75,9 |
|
hmotnost římsy na zdivo zdi při p = 18000N/m 3 |
18000*((0,38+0,43)*0,5*0,51-0,13*0,25)* *6,74*1,1*0,001=23,2 |
|
hmotnost zdiva nad značku +3,17 |
18000*((18,03-3,17)*6,74 - 2,4*2,1*3)*0,51*1,1*0,001=857 |
|
soustředěné z podlahových příček (podmíněně) |
119750*5,69*0,5*3*0,001=1022 |
|
hmotnost okenní výplně při V n =500N/m2 |
500*2,4*2,1*3*1,1*0,001=8,3 |
Celkové návrhové zatížení mola na úrovni nadmořské výšky. +3,17:
N=115,7+9,1+20,9+22,3+4,7+149,2+75,9+23,2+857,1+1022+8,3=2308,4.
Stěnu je přípustné uvažovat výškově dělenou na jednopolové prvky s umístěním nosných závěsů v úrovni podpěry příčníků. V tomto případě se předpokládá, že zatížení z horních pater působí v těžišti části stěny nadlehlé podlahy a jsou uvažována všechna zatížení P = 119750 * 5,69 * 0,5 * 0,001 = 340,7 kN v rámci daného podlaží. má být aplikován se skutečnou excentricitou vzhledem k těžišti sekce.
Vzdálenost od místa působení podpěrných reakcí příčníku P k vnitřnímu okraji stěny v případě nepřítomnosti podpěr fixujících polohu podpěrného tlaku není větší než třetina hloubky zapuštění příčky. a ne více než 7 cm.
Když je hloubka zapuštění příčníku do zdi a 3 = 380 mm a 3: 3 = 380: 3 = 127 mm > 70 mm, akceptujeme bod působení podpěrného tlaku P = 340,7 kN ve vzdálenosti. 70 mm od vnitřní hrany stěny.
Odhadovaná výška mola ve spodním patře
l 0 = 3170 + 50 = 3 220 mm.
Pro návrhové schéma mola spodního patra budovy vezmeme sloupek se svíráním v úrovni základové hrany a se sklopnou podpěrou v úrovni podlahy.
Pružnost stěny z vápenopískových cihel třídy 100 na maltu třídy 25, při R=1,3 MPa s charakteristikou zdiva α=1000
Xh=lo:h=3220:510=6,31
Součinitel podélného ohybu je φ=0,96 u stěn s tuhou horní podpěrou nemusí být zohledněn podélný ohyb v nosných sekcích (φ=1) součinitel podélného ohybu rovna vypočtené hodnotě φ=0,96. V podpěrných třetinách výšky se φ lineárně mění z φ=1 na vypočítanou hodnotu φ=0,96
Hodnoty koeficientu podélného ohybu v konstrukčních částech pilířů, na úrovních horní a spodní části okenního otvoru:
φ 1 = 0,96+ (1-0,96)
φ2 =0,96+(1-0,96) 
Hodnoty ohybových momentů v úrovni podepření příčky a v konstrukčních částech pilíře v úrovni horní a dolní části okenního otvoru, kNm:
M=Pe=340,7*(0,51*0,5-0,07)=63,0
Mi = 63,0 
M11 = 63,0 
Velikost normálových sil ve stejných úsecích mola, kN:
N1 = 2308,4+0,51*6,74*0,2*1800*1,1*0,01=2322,0
N11=2322+(0,51*(6,74-2,4)*2,1*1800*1,1+50*2,1*2,4*1,1)*0,01=2416,8
N111=2416,8+0,51*0,8*6,74*1800*1,1*0,01=2471,2.
Excentricity podélných sil e 0 =M:N:
eo=(66,0:2308,4)*1000=27 mm<0.45y=0.45*255=115мм
e01=(56,3:2322)*1000=24 mm<0.45y=0.45*255=115мм
e 011 =(15,7:2416,8)*1000=6 mm<0.45y=0.45*255=115мм
e 0111 = 0 mmy=0,5*h=0,5*510=255 mm.
Nosnost excentricky stlačeného mola obdélníkového průřezu
určeno vzorcem:
N=m g φ 1 RA*(1- 
)ω, kdeω=1+ 
<=1.45,
, kde φ je součinitel podélného ohybu pro celý průřez pravoúhlého prvku h c = h-2e 0, m g je součinitel, který zohledňuje vliv dlouhodobého zatížení (pro h = 510 mm > 300 mm, vzít 1), A je plocha průřezu mola.
Nosnost (pevnost) mola v úrovni podepření příčníku při φ=1,00, e 0 =27 mm, λ с =l 0:h с =l 0:(h-2е 0)=3220: (510-2*27)=7,1,φs=0,936,
φ 1 =0,5*(φ+φ s)=0,5*(1+0,936)=0,968,ω=1+ 
<1.45
N=1*0,968* 1,3*6740*510*(1- 
)1,053=4073 kN >2308 kN
Únosnost (pevnost) stěny v řezu 1-1 při φ=0,987, e 0 =24 mm, λ c =l 0:h c =l 0:(h-2e 0)=3220:(510-2*24 ) = 6,97, φ s = 0,940,
φ 1 =0,5*(φ+φ s)=0,5*(0,987+0,940)=0,964,ω=1+ 
<1.45
N1 = 1*0,964* 1,3*4340*510*(1- 
)1,047=2631 kN >2322 kN
Únosnost (pevnost) mola v řezu II-IIatφ=0,970, e 0 =6 mm, λ c =l 0:h c =l 0:(h-2e 0)=3220:(510-2*6)= 6,47, φ s = 0,950,
φ 1 =0,5*(φ+φ s)=0,5*(0,970+0,950)=0,960,ω=1+ 
<1.45
N11 = 1*0,960* 1,3*4340*510*(1- 
)1,012=2730 kN >2416,8 kN
Únosnost (pevnost) pilíře v řezu III-III v úrovni základové hrany při středovém tlaku při φ = 1, e 0 = 0 mm,
N 111 = 1*1* 1,3*6740*510=4469 kN >2471 kN
Že. Pevnost mola je zajištěna ve všech sekcích spodního patra budovy.
|
Pracovní armatury |
Návrh průřezu |
Návrhová síla M, N mm |
Charakteristiky designu |
Designová výztuž |
Přijímané kování |
|||||
|
|
|
|
Třída zesílení |
|||||||
|
Ve spodní zóně |
V extrémních rozpětích |
123,80*10 |
ve dvou plochých rámech |
|||||||
|
Na střední rozpětí |
94,83*10 |
ve dvou plochých rámech |
||||||||
|
V horní zóně |
Ve druhém letu |
52,80*10 |
ve dvou rámech |
|||||||
|
Ve všech středních rozpětích |
41,73*10 |
ve dvou rámech |
||||||||
|
Na podpěře |
108,38*10 |
v jedné síti ve tvaru U |
||||||||
|
Na podpoře C |
94,83*10 |
v jedné síti ve tvaru U |
||||||||
Tabulka 3
|
Schéma načítání |
Smykové síly, kNm |
||||||||||||||||
|
M |
V extrémních rozpětích |
M |
Na střední rozpětí |
M |
|||||||||||||
|
M |
M |
M |
M |
Q |
Q |
Q |
Q |
||||||||||
Tabulka 7
|
Uspořádání tyčí |
Průřez výztuže, mm |
Vypočítané charakteristiky |
|||||||||
|
Před přestávkou tyčí A |
Rozbitné |
Po zlomení tyčí A |
mm |
|
|
A podle tabulky 9 |
|
||||
|
Ve spodní zóně břevna |
Konec konců: u podpory A | ||||||||||
|
na podporu B | |||||||||||
|
V průměru: na podporu B | |||||||||||
|
V horní zóně břevna |
Na podpoře B: z extrémního rozpětí | ||||||||||
|
ze strany středního pole | |||||||||||
|
Návrh průřezu |
Návrhová síla M, kN*m |
Rozměry řezu, mm |
Charakteristiky designu |
Podélná pracovní výztuž třídy AIII, mm |
Skutečná nosnost, kN*m
|
|||
|
Rb = 7,65 MPa |
|
Rs = 355 MPa |
Skutečně přijato
|
|||||
|
Ve spodní zóně extrémních rozpětí | ||||||||
|
V horní zóně nad podpěrami B na okraji sloupu | ||||||||
|
Ve spodní zóně středních rozpětí | ||||||||
|
V horní zóně nad podpěrami C na okraji sloupu | ||||||||
|
Ordinates |
OHYBOVÉ MOMENTY, k N m |
|||||||||||||
|
V extrémních rozpětích |
M |
Na střední rozpětí |
M |
|||||||||||
|
M |
M |
M |
M |
|||||||||||
|
Souřadnice hlavního diagramu momentů při zatížení podle schémat 1+4 |
|
|||||||||||||
|
| ||||||||||||||
|
Redistribuční souřadnice diagramu IIa | ||||||||||||||
|
Souřadnice hlavního diagramu momentů při zatížení podle schémat 1+5 |
Přerozdělení sil snížením podporového momentu M |
|||||||||||||
|
Pořadí doplňkového diagramu na | ||||||||||||||
|
Redistribuční souřadnice diagramu IIIa | ||||||||||||||
|
Schéma načítání |
OHYBOVÉ MOMENTY, k N m |
Smykové síly, kNm |
|||||||||||||||
|
M |
V extrémních rozpětích |
M |
Na střední rozpětí |
M |
|||||||||||||
|
M |
M |
M |
M |
Q |
Q |
Q |
Q |
||||||||||
|
Podélné vyztužení Prolomitelná výztuž |
Příčná výztuž krok |
Příčná síla v místě zlomení tyčí, kN |
|
Délka vystřelovacích lámacích tyčí za teoretickým bodem zlomu, mm
|
Minimální hodnota ω=20d, mm |
Přijatá hodnota ω,mm |
Vzdálenost od osy podpěry, mm |
|||
|
Do místa teoretické přestávky (měřítko podle schématu materiálů) |
Ke skutečnému místu zlomu |
|||||||||
|
Ve spodní zóně břevna |
Konec konců: u podpory A | |||||||||
|
na podporu B | ||||||||||
|
V průměru: na podporu B | ||||||||||
|
V horní zóně břevna |
Na podpoře B: z extrémního rozpětí | |||||||||
|
ze strany středního pole | ||||||||||
|
Вр1 s Rs=360 MPa, АIII s Rs=355 MPa |
V krajních oblastech mezi osami 1-2 a 6-7
V extrémních rozpětích
Ve středních rozpětích
Ve středních úsecích mezi nápravami 2-6
V extrémních rozpětích
Ve středních rozpětích
|
Uspořádání tyčí |
Průřez výztuže, mm 2 |
Charakteristiky designu |
|||||||||
|
Než se tyče zlomí |
odtrženo |
Po zlomení tyčí |
b*h 0, mm2*10-2 |
|
|
|
М=Rb*b*h0*A0, kN*m |
||||
|
Ve spodní zóně břevna |
V extrémním rozpětí: u podpory A |
|
|
| |||||||
|
na podporu B |
|
|
| ||||||||
|
Na středním rozpětí: na podporu B |
|
|
| ||||||||
|
na podpoře C |
|
|
| ||||||||
|
V horní zóně břevna |
Na podpoře B: z extrémního rozpětí |
|
|
| |||||||
|
ze středního rozpětí |
|
|
| ||||||||
|
Na podpoře C z obou polí |
|
|
| ||||||||
|
Umístění lámavých tyčí |
Podélný__ armatury__ prolomitelná výztuž |
Příčná výztuž _množství_ |
Příčná síla v místě teoretického zlomení tyčí, kN |
|
Délka vystřelovacích lámacích tyčí za teoretickým bodem zlomu, mm |
Minimální hodnota w=20d |
Přijatá hodnota w, mm |
Vzdálenost od osy podpěry, mm |
||
|
Do bodu teoretické přestávky (podle schématu materiálů) |
Ke skutečnému místu zlomu |
|||||||||
|
Ve spodní zóně břevna |
V extrémním rozpětí: u podpory A |
|
| |||||||
|
na podporu B |
|
| ||||||||
|
Na středním rozpětí: na podporu B |
|
| ||||||||
|
na podpoře C |
|
| ||||||||
|
V horní zóně břevna |
Na podpoře B: z extrémního rozpětí |
|
| |||||||
|
ze středního rozpětí |
|
| ||||||||
|
Na podpoře C z obou polí |
|
| ||||||||
, mm
, mm
, As = 760 mm2
, As = 628 mm2
, As = 308 mm2
, As = 226 mm2
, As = 628 mm2
, As = 628 mm2
x10 
podle částky
M 
= 145,2 kNm
podle částky
M 
= 89,2 kNm
