автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Аннеровка продольной ненапрягаемой арматуры серповидного профиля на свободных опорах балок

ВСЕРОССИЙСКИЙ ЗАОЧНЫЙ ИНСТИТУТ ИНЖЕНЕРОВ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА

На правах рукописи

Али Абдель Захир Эль Сайед Халил

УДК 624.012.46.072.232:539.413

АБНЕРОЕКА ПРОДОЛЬНОЙ НШПРЯГШОЙ АРМАТУРЫ СЕРПОВИДНОГО ПР02ЩЕ НА СВОБОДНЫХ ОПОРАХ БАЛОК

Специальность: 05.23.01 - Строительные конструкции

здания и сооружения

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

москва - 1992

Диссертационная работа выполнена на кафедре "Аэропорты и конструкции" Московского ордена Трудового Красного Знамени авт< мобильно-дорожного института (1.1АДИ) и в лаборатории арматуры !? 10 Научно-исследовательского института железобетона и бетона (НИМБ).

Научный руководитель - доктор техническох наук,

профессор Г.И.П0Е0Б

Научный консультант - доктор технических наук,

профессор С.АЛЗДА.ТЯК

Официальные оппоненты - доктор технических наук,

профессор А.С.ЗАЛЕСОВ - кандидат технических наук, Б.С.ГОЛЕДШЙ

Ведущее предприятие - ЩИЙПроызданий

Защита состоится " 23 " июня 1992 г. в И ч. на заседании специализированного совета КЛ14.09.01 по защите диссертаций н; соискание ученой степени кандидата технических наук при Всероссийском заочном институте инженеров яелезнодорожного транспорт; (ВЗИИГ) по специальности 05.23.01 - строительные конструкции зданий и сооружений .по адресу: 125В08 Москва, ГСП-47, ул.Часовая, дом 22/2 в аудитории № 337.

С диссертацией монно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан " 25 " июня 1992 года.

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук, доцент Б-В-ЗА-®®В

ОБЩАЯ Ш>ШЕРИСША РАБОТЫ Актуальность темы. В настоящее время больная часть арматуры в Российской Федерации выпускается в виде горячекатанных стершей периодического профиля по ГОСТ 5781. Профиль этой арштуры иг¡зет продольные и поперечные пересекающиеся выступы значительной высоты, одинаковой по периметру стержня. Такой профиль имеет больше достоинства, так как обеспечивает высокий уровень сцепления арматуры с бетоном. Однако, помимо достоинств, этот профиль обладает серьезными недостатками, связанными, преяде всего, с технологией изготовления арматуры, а также с пониженной усталостной прсчностыэ, с повышенной способность^) к раскалыванию бетона при передаче предварительных напряжений и т.д.

За рубежом в основном применяется более "мягкий", так назы-ггеггй серцсБПДкый профиль стержневой арштуры, имепций только пэпгречкзз наступи меньшей высоты, горек гни ой по периметру стер-етк. В саком профиле существенно снижаются недостатки, присущие болге "сллъ'лсщ" псо&ушз, напускаемому в Российской Федерация по ГОСТ 5781. Лсзтому за последние годы в России такие начато производство и выпуск стержневой арматуры нового серповидного профиля различных модификаций по специальным техническим условиям.

Следует отметить, что арштуры с более "мягким" профилем должны иметь пониженный уровень сцепления с бетоном и соответственно более вдсокуэ длину анкерозки. Для решения этой задачи требуется проведение специальных экспериментальных исследований.

В соответствии с требованиями С1М1 2-03-01-84 оценка прочности анкеровки продольной арматуры в балках на свободных опорах производится исходя из расчета по наклонным сечениям, начинающимся у опоры на действие изгибающего момента, с учетом сопротивления арматуры продергиванию за наклонной трещиной, которая об-

разуется у внутренней грани опоры- Поэтому для определения анке-руицей способности арматуры необходимо выполнить испытания бало) в которых должна быть выявлена прочность по наклонным сечениям 1 приопорных зонах на действие изгибающего момента. Правильная оценка прочности анкеровки арматуры с серповидным профилем в балках позволяет обеспечить необходима надежность железобетонных элементов, что определяет актуальность выполнения представляемой работы.

Целью диссертационной работы является исследований прочности анкер о в к:: продольной некепрягаемой арматуры с новы:.; серпов к ным профилем в балках на свободных опорах и разработка рекомендаций по расчету.

Для решения поставленной задачи предусмотрено:

- провести экспериментальные исследования прочности анкеров-ки в балках на свободных опорах продольной ненапрягаемой арматуры из обычного (по ГОСТ) и различных типов серповидного профиле при различной длине заведения арматуры за грань опоры и при отсутствии и наличии поперечной арматуры;

- провести сравнительную оценку анкеровки ненапрягаемой арштуры обычного и серповидного профиля;

- изучить зависимость прочности анкеровки арматуры от длины заведения ее за грань опоры;

- определить прочность анкеровки арштуры в балках с хомутами и без хоьутов;

- разработать предложения по расчету элементов по наклонным сечениям на действие изгибающих моментов с учетом прочности анкеровки арматуры обычного и серповидного профиля;

- разработать рекоыевдации по определению длины анкеровки и коэффициента сцепления и Для арматуры с обычньы профилем по ГОСТ и серповидным профилем по ТУ.

-3 -

Научная новизна работы состоит в следующем:

- получены экспериментальные данные о прочности анкеровки ар-5гуры нового серповидного профиля в балках на свободных опорах хостами и без хомутов при различной длине заведения арматуры

i внутреннюю грань опоры и различной прочности бетона;

- установлены формы разрушения балок и напряжения в продоль-эй арматуре при изменении относительной длины ее заделки;

- зыявлено различие в сопротивлении продергиванию арматуры с эрповвдным профилем по ТУ 24-2-949-91 и обычным профилем по ЗСТ 5781-82 в зависимости от критерия Рема;

- установлены характеристики сцепления с бетоном арматуры зрпоЕИдного профиля'по ТУ и обычного профиля по ГОСТ;

- сделаны ноше расчетные предлсяшия для оценки длины анкеров-i арматуры с различным профилем.

Практическое значение работы. Разработанные рекомендации з расчету анкеровки могут быть использованы при проектировании глезобетонных конструкций с новым серповидным профилем, обеспе-авая необходимую надежность и оптимальный расход материалов.

Внедрение работы. Результаты работы шгут быть использованы ри совершенствовании методов расчета анкеровки арматуры с раз-ячным профилем в нормативных документах.

Диссертация состоит из введения, четырех глав,общих выводов, таска литературы из 71 наименования. Работа изложена на 175 странах, в том числе 102 стр. машинописного текста,45 рис. и 29 табл.

СОДЕРЕАШЕ РАБОТЫ

Проведенный анализ стандартов SPP, Японии, Чехословакии, эликобритании и других стран показал несоответствие периодичес-эго профиля стержневой арматуры, выпускаемой в СНГ, требованиям лровых стандартов.

Периодический профиль стержневой арматуры по ГОСТ 5781-82 (рисЛ) отличается от периодического профиля, принятого в 2РГ, Японии, Великобритании и других странах тек, что поперечные ребра имеют одинаковую высоту по периметру стержня, расположены чаще и пересекаются с продольными. Это обеспечивает большее усилие сцепления, уменьшает длину ашсеровки, но создает концентрат! ры напряжений в месте пересечения продольных и поперечных ребер и увеличивает распорность профиля. Поэтому в большинстве стран отказались от такого профиля арматуры и перешли на более "мягкий" профиль без пересечения продольных V! поперечных ребер.

Для нового серповвдного периодического профиля были разработаны технические условия (ТУ 14-2-793-88 и ТУ 14-2-949-91 , рис. 2). Номинальные параметры периодического профиля по ТУ 142-793-88 существенно выше, чем по стандартам различных стран, и являются промежуточными ыезду зарубежными стандартами и ГОСТ 5781-82. Профиль по ТУ 14-2-949-91 более гармоничен для всех диаметров стержней.

Арматурную сталь классов А-П, А-Ш, АТ-Ий с серповидным периодическим профилем уяе сейчас выпускает большинство металлургических заводов, С 1992 года все классы стержневой арматурной стали будут выпускаться с серповидным периодическим профилем по ТУ 14-2-949-91 (см. рис. I и 2).

Для обобщенной оценки влияния параметров стерашевой армату ры периодического профиля на сцепление с бетоном с определенной долей условности монет быть использован критерий относительной площади смятия (критерий Реш)

где - площадь выступов профиля на. плоскост-,.

перпендикулярную оси арматурного стеркня; ^я - номинальный диаметр арматуры;

Soto арматурного стеряня диаметрок 25 да с профилем по (I) ГОСТ 5781-82;

(2) ТУ 14-2-793-88 ;

(3) ТУ I4-2-949-9I

Рис. I

ГЬ 'А-А д.

№ I

Ло Б-6

Периодический серповидный профиль арматурной стали; сечение по Б-Б: I - ТУ 14-2-949-91; 2 - ТУ 14-2-793-88

Рис. 2

** - шаг выступов;

^ - угол наклона поперечного ребра профиля к продольной осп стертая.

Для стершей обычного проф'ия по ГОСТ 5781-82 величина ^ составляет 0,12 , для стержней серповидного профиля по ТУ 14-2793-88 составляет 0,055 по ТУ 14-2-949-91 составляет 0,065. Таким образом, людно видеть, что для обычного профиля по ГОСТ критерий .7л. значительно выше, чем для серповидного профиля по ТУ.

Расчет анкеровки растянутой арматуры в большинстве нормативных дснукентов зарубежных стран производится с использованием главного параметра - базовой длины анкеровки ¿яп,, обеспечивающей работу прямого арматурного стержня с полным расчетным сопротивлением <63 . Базовая длина анкеровки ^¿¡¿п, определяется из условия, при котором усилие в продольной ариатуре с полным расчетным сопротивлением /ву воспринимается сопротивление!/! сцепления бетона с арматурой по лержегру стертая

и •по длине анкеровки -^дгг . В результате базовая длина анке-ровки /а-л. принимается прямо пропорциональной диаметру арматурного стержня ¿ís 5 расчетному сопротивлению арматуры и обратно пропорциональной расчетному сопротивлению сцепленная арматура с бетоном Х?«*»/ . Сопротивление сцеплении при-

пишется равномерным по длине анкеровки и определяется в зависимости от профиля арматурного стеркня и еоцротивяения бетона растяжению .

На основе базовой длины анкеровки определяется расчетная длина анкеровки, учитывающая дополнительные факторы, такие как толщина защитного слоя и расстояние меяду арматурным стержнем, поперечное сжатие в пределах длины-анкеровки, соотношение меиду фактической площадью арматуры и требуемой по расчету и т.д., с

помощью специальных коэффициентов, уменьшающих расчетную длину анкеровки по сравнению с базовой. При этом устанавливается минимальное значение длины анкеровки, принимаемое независимо от расчета в вще некоторой доли базового значения, величины, кратной диаметру стеркня, и абсолютного размера в мм.

В нормах СНГ используется единое значение длины анкеровки ^лл-, определяемое на основе эмпирической зависимости, учитывг ящей расчетное сопротивление растяжению арматуры , расчет-

ное сопротивление бетона сжатию , напряженное состояние в

бетоне по длине анкеровки арматуры и профиль арматуры.

Б целом, методика определения длины анкеровки арматуры в зарубежных нораах, и в особенности в нормах ЕКБ-ШП, построена более логично,ад методика в нормах СНГ.

Дня оценки прочности анкеровки продольной растянутой арматуры в балках на свободных опорах используются различные приемы и подходы.

Наиболее физически обоснованной является методика, принятая в нормах СНГ. Здесь проверка прочности анкеровки производится из расчета наклонного сечения, проходящего у внутренней гран! опоры, на действие изгкбащего момента, фи этом учитывается пониженное сопротивление продольной арматуры, пересекаемой наклонным сечением в пределах длины анкеровки ¿ал. , а такие сопротивление хомутов в пределах наклонного сечения. В зависимости о: возможности образования наклонных трещин у опоры определяется минимальная длина заведения продольной арматуры за внутреннюю грань опоры, кратная диаметру арматуры Йл .

Б зарубезкйх норках длина заведения арматуры на свободных опорах балок принимается равной полной или некоторой доле расчетной длины анкеровки арматуры £> а также величинам,

кратным диаметру арматуры. Кроме этого, в отдельных нормах учитывается с помощью специальных приемов возникновение растягива-ьзцих усилий в продольной арматуре у свободных опор балок в результате образования наклонных трещин.

Таким образом, при расчете анкеровки продольной арматуры в балках у свободных опор целесообразно применять методику расчета, учитывающую положительные качества в нормах СНГ и в зарубежных нормах (в частности, в нормах EKB), т.е. определять длину анкеровки £сиъ по методике зарубежных норм, а затем проводить проверку прочности анкеровки на свободных опорах балок по методике норм СНГ.

Для изучения влияния геометрических размеров и конструкции профиля на трсщинообразование, деформации, прочность и характер разрушения изгибаемых железобетонных элементов в приопорной зоне было запроектировано и изготовлено 26 балок, из которых 2 пробные для отработки методики испытаний и 24 для основных испытаний.

. Формы и размеры поперечного сечения опытных образцов, площадь поперечной арматуры и длина заведения арматуры за опору -¿¡с назначались таким образом, чтобы удовлетворить конструктивным требованиям СНяП 2.СЗ.01-84 , предъявляемым для приопорной зоны балок, и чтобы разрушение от внешней нагрузки происходило по наклонному сеченив от действия изгибающего момента вследствие нарушения анкеровки ненапрягаемой арматуры за наклонной трещиной.

Продольная аркатура была принята класса А-Ш в виде 2-х стержней;- диаметром ¿й = 25 ш б растянутой зоне и 2-х стеркней диаметром 6 мм в сяатой зоне. Поперечная арматура принималась также класса А-Ш, диаметром б ш в виде замкнутых хомутов с шагом ^/2 = 125 мм. Поперечное сечение опытных образцов приня-

- 10 -

то прямоугольным е размерами сторон / х Л* — 150 х 300 мм. Прочность бетона ^^ составляла около 20 - 30 МПа.

При назначении поперечной арматуры исходили из условия, чтобы несущая способность наклонного сечения по растянутой зоне на действие изгибающего момента была меньше, чем несущая способность нормального сечения на действие изгибающего момента и накло иного сечения на действие поперечной силы.

Для изучение влияния геометрических размеров профиля на прочность анкеровки кспьмывались образцы с продольной арматурой обычного лернодиг_5ского профиля по ГОСТ 5781-82 и серповидного профиля по ТУ 14-2-793-88 к ТУ I4-2-949-9I . Опаты производились при изменении главного фактора, вяиякщего на надевность анкеров-кя - длины заведагшя аркатуры за опору -i^ = 5 di , Ю и 15 . При этом производились испытания балок без поперечной арматуры в цролзгг среза я с поперечной арматурой, с профилем по ГОСТ 5781-82 и во ТУ 14-2-590-84.

Величина относительного пролета среза была принята постоянной и равной & J&B = 2,0 С & = 500 мм); при принятом значении а/ Аа проявляется характерное разрушение по наклонной трещине, направленной от опоры к грузу.

Испытания проводили кагружениеы с помощью домкрата через траверсу с расстоянием ыевду двумя точками приложения нагрузки на балку 250 мм, расположенными симметрично относительно центра пролета. Величина нагрузни на домкрате Р контролировалась по манометру насосной станции, фи этом определялись деформации в продольной и поперечной арматуре, втягивание свободных концов арматеры в бетон, а также опытные величины нагрузок трещинообра-зования и разрушения.

В результате проведенных исследований установлено, что при нагрукении опытных образцов(в соответствии с методикой испытаний

напршенно-деформироганнсе состояние их при опорных участков характеризуется последовательным образованием и раскрытием наклонных трещин, которые имели в каждом образце определенную конфигурацию. Эта конфигурация определялась конкретной схемой разрушения опытных образцов.

Разрушение образцов происходило по двум схемам. При длине заделки арматуры -¿к = 5 с& наблюдалось разрушение от продергивания продольной арматуры за наклонной трещиной у опоры. При длине заделки = 15 ds наблюдалось разрушение по сзсатому батону над наклонной трещиной. При длине задели-! -4 - M d> наблюдалась переходная форма разрушения мезду указанными вшз схемами (рис. 3).

Увеличение длины заделки от 125 мм (5 di ) до £50 мы (10 tfa ) и 375 мм (15 d-l ), т.е. в два и три раза, не привело к увеличению нагрузки образования наклонной трещины Q. ¿tt • всех случаях независимо о-т длины задзлки и армирования эта нагрузка составила около 30 кН.

• Повышение прочности бетона с £¿taé — 20 МБа до ^S.ufí — 30 ШЗа привело к повышению нагрузки, вызывающей образование наклонной трещины , с 30 кН до 40 кН. Следовательно, увеличение прочности бетона оказывает на большее влияние, чем поперечное армирование и вид профиля продольной арматуры в исследованных пределах.

На последующих этапах нагружения величина втягивания арматуры в бетон и ширина раскрытия наклонной трещины на уровне арматуры постепенно увеличивалась. При длине заделки =5 ds втягивание арматуры в бетон достигало величины 1,05 мм в балках без хоцутов и с хомутами при прочности бетона Ai, n/á — 20 Ltëa и 0,95 мм в балках без хомутов и 0,46 мм в балках с хомутами при прочности бетона 30 iffia,

Схег<щ разрушения опытных образцов:

а) от продергивания растянутой арматуры:

б) от раздробления сжатого бетона.

Рис. 3

- 13 -

При длине заделки ¿к = 10 смещения продольной арматуры достигали величины до 0,25 мм и выше. При длине заделки

15 сЬ смещения продольной арматуры у опоры не происходило.

При стержнях с серповидным профилем по ТУ (_/£= О,(Б) величина смещения продольной арматуры при длине заделки ¿г = 5 л^г к Ю была выше в среднем в 1,5-2 раза, чем при стержнях с обычным профилем по ГОСТ (^ = 0,12).

Так как опытные образца разрушались по двум схемам, то сопоставление разрушающих нагрузок, соответствующих второй схеме разрушения, с нагрузками, соответствующими первой схеме разрушения, носит в какой-то мере условный характер. Бри этом надо иметь в виду, что значения нагрузок, приводящих к разрушении образца по наклонному сечению от действия изгибаицего момента вследствие нарушения анкеровки продольной арматуры, могли быть боль -ше, чем фактические, при которых разрушению образца способствовали другие причины (разрушение на второй схеме).

Несущая способность балок с увеличением относительной длины заделки от = 5 р1& до Вх = Ю (при разрушении по 1-й схеме от продергивания арматуры) возрастала в среднем в 1,2 раза, а при дальнейшем увеличении длины заделки до -¿у = 15 ¿г(разрушение по 2-й схеме от раздробления сжатого бетона) оставалась практически постоянной.

При стержнях с серповидным профилем по ТУ ( Тд. = 0,06) и длине зоны заделки -/у - Ъ с1? и ■/*■= Ю , когда происходило разрушение от продергивания арматуры, несущая способность балок была нияе в среднем на 1Ъ% , чем при сторннях с обычным профилем по ГОСТ ( = 0,12 );

Несущая способность балок с хомутами была выше в среднем на 40$ несущей способности балок без хомутов. Увеличение прочное-

ти бетона от 20 Ша до 30 Ш1а привело к увеличению несущей способности балок в среднем на 20й.

Напряжения в продольной арматуре при разрушении опытных образцов в основном увеличивались с увеличением .длины заделки арматуры, причем при малых длинах заделки наблюдался быстрый рост напряжений, а при больших длинах заделки, рост напряжений в арматуре замедлялся.

Для стершей с серповидным профилем по ТУ ( = 0,05) при длинах заделки ¿у = 5 ей и = 1С , когда происходило разрушение элементов от продергивания арматуры, уровень напряжений был примерно на 20$ ниже уровня напряжений в стержнях с обычным профилей по ГОСТ ( ^ = 0,12). При длине заделки ¿х =15 когда происходило разрушение по скатоцу бетону, напряжения в продольной арматуре были практически одинаковыми, независимо от профиля продольной арматуры.

Напряжения в поперечной арматуре по длине пролета среза при разрушении балок были не одинаковыми. Наибольшее значение напряжений имели хомуты, расположенные в средней части пролета среза; напряжение достигало или было несколько вше предела текучести.

Оценку прочности анкеровки продольной арматуры в балках на свободных опорах следует производить из расчета прочности по наклонному сечению на действие изгибавшего момента

н^^-к^,* -4 <г)

При зтом напряжения (3^ , воспринимаемые продольной арматурой, принимаются изменяющимися линейно от нуля у конца стершей до ¡> у конца длины анкеровки арматуры ^¿ци 1

- 15 -

Длина анкеровки арматуры принимается пропорциональной диаметру стержня ей. , расчетному сопротивлению арматуры и обратно пропорциональной сопротивлению сцепления арматуры с бетоном £ ¡¿щЛ, ^ £

" У ' TÎTrut

Ы

Сопротивление сцепления арматуры с бетоном принимается пропорциональным прочности бетона ¡га сжатие или прочности бетона на растяжение с коэффициентами пропорциональности / к £

^W (5)

или о

fvncC = 2 ■ (5)

Для определения сопротивления сцеплению fê. ¿un^tC- ^ коэффициентов fi и £ была проведена обработка экспериментальных данных. По полученной в опытах разрушающей нагрузке и соответствующем моменте при = 5 и = 10 ¿¿f , когда происходило разрушение от продергивания арматуры, из формулы

(2) определялось напряжение G^ , которое воспринимала арматура. ¡¡¿¡лее, по полученным значениям напряжения СГ1 из формул

(3) и (4) определялась величина сопротивления сцеплению

( fcfcHct =0,25 eis~ )> и наконец, из формул (5) и

(б) соответствующие коэффициенты Ji и ^

Анализ опытных данных показал, что коэффициенты ¿} и g зависят от профиля продольной арматуры. Для стержней с серповидным профилем по ТУ ( = 0,06) расчетная величина коэффициентов монет быть принята равной = 0,25 ; £г = 2,815 , а для стержней с обычным профилем, по ГОСТ - у? = 0,33; 2 г = 3,75 .

Соотношение менду прочностью сцепчения арматуры серповидного профиля по ТУ ( = о;06) и арматуры обычного профиля по

ГОСТ ( /л.=- 0,12) составляет 0,75 ; т.е. длина анкеровки для стержне:1; по ТУ увеличивается на 33^ по сравнению с длиной анкеровки стер;;:ней с профилем по ГОСТ.

Сравнение расчетных данных с опытными показывает,хорошее приближение результатов расчета по предлагаемой методике к опытным. Средние соотношения меаду расчетными и опытными значениями несущей способности в диапазоне длины заделки ¿х - 5 и ■С? = 10 о{л> , где происходило разрушение от продергивания арматуры (или лркблшалось к нему), для стершей серповидного профиля по ТУ ( /л - 0,05 ) составляло 1,01 ; а для стержней обычного профиля по ГОСТ ( 0,12) составляло 0,975.

Сравнение результатов расчета по СНиП 2.03.01-84 с опытными данными показало, что среднее соотношение мекду расчетными и опытными значениями несуцей способности в диапазоне длины заделки -¿х = 5 Ж и £ = Ю для стержней с серповидным профилем по ТУ ( =0,05) составило 1,10 ; а для стержней с обычным профилем по ГОСТ составило 0,93 ; т.е. расчет по СНиП для стержней серповидного профиля дает отклонение от опыта в среднем на 1СЙ в сторону уменьшения запаса, а для стержней обычного профиля дает отклонения от опыта в среднем на 7 % в сторону увеличения запаса.

ОЩИЕ ВЫВОДЫ

I. Разрушение опытных балок происходило по двум схемам. При длине заделки арматуры = с наблюдалось разрушение от продергивания продольной арматуры за наклонной трещиной у опоры. При длине заделки арматуры ¿г = 15 наблюдалось разрушение по скатому бетону под наклонной трещиной. 1ри длине заделки ■£■ х = 10 & наблюдалась переходная форма разрушения менду указанными выае схемами.

2. Для стержней с серповидны:.! профилем по ТУ {/¿= 0,05) при длинах заделки 5 (à и ¿( = 10 ек , когда происходило преимущественное разрушение элементов от продергивания арматуры, уровень напряжений был примерно на ZI,Z5% нине уровня напряжении в стер:>:;кях с обычным профилем по ГОСТ ( /А = 0,12). При длине заделки I, = 15 cU , когда происходило разрушение по слитому бетону, напряжения в продольной арматуре были практически одинаковы, независимо от профиля продольной арматуры.

3. При стержнях с серповидным профилем по ТУ ( fg, - 0,03) величина смещения продольной арматуры при длине заделки = 5

и i* = 10 ск , была выше в среднем на 11% , чем для стержней с обычным профилем по ГОСТ ( = 0,12). Для балок с более высокой прочностью бетона — 30 МПа величина смещения арматуры снижалась в среднем на 61,4%.

4. Дри стержнях с серповидным профилем по ТУ ( Уг, = 0,06 ) при длине заделки = 5 ¿ù, и = 10 с(г несущая способность балок была ниже в среднем на Ы,64% , чем при стержнях с обычным профилем по ГОСТ ( = 0,12). При длине заделки -¿х -= 15 d^ , когда происходило разрушение по сжатому бетону, несущая способность балок была практически одинакова.

5. Расчетная длина анкеровки арматуры принимается пропорциональной диаметру стеряня ¿cin. , расчетному сопротивлению арматуры &s и обратно пропорциональна сопротивлению сцепления арматуры с бетоном ^-évncL • Сопротивление сцепления арматуры

с бетоном 0-tvn.J. определяется как ¡t fvn.d. = jS ■ или

R-bn.iL - R-pt' Z > где коэффициенты и g определяются в зависимости от профиля продольной арматуры (для арматуры с серповидным профилем по ТУ f>-r = 0,25 ; т = 2,815 ; для арматуры с профилем по ГОСТ fr = 0,33; =3,75 ).

5. Соотношение между прочностью сцепления арматуры серповидного гройиля по ТУ {}/!,= 0,06) и арматуры обычного профиля по ГОСТ ( = 0,12) составляет 0,75 , т.е. длина анкеровки для стериней с профилем по ТУ увеличивается на 33% по сравнению с длиной анкеровки стержней с профилем по ГОСТ.

7. Результаты расчетов по предлагаемой методике дают хорошее приближение к опытным данным (среднее соотношение расчетных и опытных значений несущей способности для арматуры обычного и серповидного профиля составляет 0,993 ).

8. Впредь до проведения дополнительных экспериментальных исследований целесообразно принимать при конструировании длину заделки / не менее 5 (Й , а длину анкеровки арматуры

не менее 15 (к для арматуры с обычным профилем и для арматуры с серповидным профилем.

.А.л.

------