СП 468.1325800.2019 Действует

5.11 При кратковременном высокотемпературном нагреве прочностные и деформационные свойства арматуры изменяются.

5.12 Изменение сопротивления арматуры растяжению и сжатию при высокотемпературных воздействиях учитывают коэффициентом условий работы γst = γ'st по формулам:

Rsnt = Rsnγst ;         Rst = Rsγst ; | (5.5) Rsct = Rscγ'st ;        Rswt = Rswγ'st . | (5.6)

5.13 Изменение модуля упругости арматуры с повышением температуры учитывают коэффициентом βs

Est = Es βs. | (5.7)

5.14 Коэффициенты условий работы арматуры определяются опытным путем для арматуры каждого вида. Экспериментально установлено, что способ производства арматуры оказывает существенное влияние на изменение ее свойств при высокотемпературном нагреве. Рекомендуемые значения коэффициентов γst и βs приведены в таблице 5.6 в зависимости от температуры нагрева растянутой и сжатой арматуры.

Таблица 5.6 Класс арматуры | Коэффи- циент | Значение коэффициентов γst, βs при нагреве арматуры до температуры, ºС | | 20 | 200 | 300 | 400 | 500 | 600 | 700 | 800 А240, А300, А400, А500 | γst | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 0,85 1,0 | 0,60 1,0 | 0,37 1,0 | 0,22 0,92 | 0,10 0,85 | βs | 1,0 | 0,92 | 0,90 | 0,85 | 0,80 | 0,77 | 0,72 | 0,65 А600, А800, А1000 | γst | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 0,96 1,0 | 0,80 1,0 | 0,55 0,86 | 0,30 0,66 | 0,12 0,56 | 0,08 0,46 | βs | 1,0 | 0,90 | 0,85 | 0,80 | 0,76 | 0,70 | 0,66 | 0,61 Проволочная В500, Вр1200, Вр1300, Вр1400, Вр1500 и канатная К1400, К1500 | γst | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 0,90 1,0 | 0,65 0,9 | 0,35 0,8 | 0,15 0,6 | 0,05 0,5 | 0,02 0,4 | βs | 1,0 | 0,94 | 0,86 | 0,77 | 0,64 | 0,55 | 0,45 | 0,35 * А500С марки 25Г2С горячекатаная ГОСТ Р 52544–2006 | γst | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 0,92 1,0 | 0,87 1,0 | 0,76 1,0 | 0,39 0,96 | 0,18 0,80 | βs | 1,0 | 1,0 0,99 | 1,0 0,99 | 0,99 0,99 | 0,94 0,98 | 0,93 0,98 | 0,77 0,97 | 0,60 0,97 * А600С марки 18Г2СФ термомеханически упрочненная | γst | 1,0 1,0 | 0,92 0,96 | 0,84 0,93 | 0,76 0,97 | 0,82 1,00 | 0,69 0,92 | 0,42 0,84 | 0,13 0,63 | βs | 1,0 | 0,99 0,98 | 0,99 0,98 | 0,91 0,98 | 0,91 0,98 | 0,83 0,94 | 0,72 0,94 | 0,65 0,92 * А500С марки Ст3Гпс термомеханически упрочненная ГОСТ 340282016 | γst | 1,0 1,0 | 0,97 1,0 | 0,94 1,0 | 0,87 1,0 | 0,85 0,98 | 0,72 0,97 | 0,43 0,90 | 0,17 0,61 | βs | 1,0 | 1,0 | 1,0 | 0,98 | 0,93 0,99 | 0,88 0,99 | 0,82 0,99 | 0,67 0,93 * В500С марки Ст3Гпс ГОСТ Р 52544–2006 холоднодеформированная, стержневая, диаметром не менее 12 мм | γst | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 1,0 1,0 | 0,81 0,85 | 0,33 0,38 | 0,18 0,19 | βs | 1,0 | 1,0 | 1,0 | 1,0 | 1,0 | 0,97 0,97 | 0,91 0,91 | 0,63 0,63 * Классы арматуры применительно к конкретным маркам сталей современного способа производства. П р и м е ч а н и я 1 Значения коэффициентов γst и βs над чертой даны в нагретом состоянии, и они используются при расчете огнестойкости. 2 Значение коэффициентов γst и βs под чертой даны в охлажденном состоянии после нагрева, и они используются при расчете огнесохранности. 3 Значения коэффициента βs, указанные без дробных чисел, применимы для нагретого состояния арматуры. Значения коэффициента βs после нагрева в охлажденном состоянии, принять равными единице. 4 Для иных видов арматуры и классов арматурных сталей современного способа производства коэффициенты условий работы при нагреве и в охлажденном состоянии после нагрева следует определять экспериментально.

5.15 Относительные деформации удлинения арматуры εs0 при достижении напряжением расчетного сопротивления определяют как упругие по формуле

εs0 = Rst / Est . | (5.8)

5.16 Коэффициент температурного расширения арматуры αst с повышением температуры возрастает и превышает коэффициент температурной деформации бетона. Коэффициенты температурного расширения арматуры αst при различных температурах нагрева приведены в таблице 5.7.

Таблица 5.7

Таблица 5.7Класс арматуры | Коэффициент температурного расширения арматуры αst·10-6, °C-1, при температуре, °С | 20 | 100 | 200 | 300 | 400 | 500 | 600 | 700 | 800 А240, А300, А400, А500, А540, А600, А800, А1000; Холоднодеформированная проволочная классов В500, Вр1200 Вр1500 и стержневая класса В500С; Канатная: К1400, К1500 | 11,5 | 12,0 | 12,5 | 13,0 | 13,5 | 14,0 | 14,5 | 15,0 | 15,5

6.1 Для расчета предела огнестойкости железобетонных конструкций необходимо знать распределение температур по бетону поперечного сечения элемента от воздействия стандартного температурного режима пожара по ГОСТ 30247.0.

6.2 Решение задачи нестационарной теплопроводности сводится к определению температуры бетона в любой точке поперечного сечения элемента для конкретных промежутков времени от начала нагрева. Функциональная зависимость температуры в твердых телах от времени описывается дифференциальным уравнением теплопроводности при нелинейных граничных условиях и сложном процессе тепло- и массопереноса. Расчеты прогрева сечений железобетонных конструкций выполняют, как правило, с применением компьютерных программ.

Алгоритм расчета представляет собой систему уравнений для определения температуры в каждом узле накладываемой на сечение координатной сетки. Координатная сетка накладывается так, чтобы ее узлы располагались не только по толщине сечения, но и по его периметру. Шаг сетки рекомендуется задавать в пределах 0,010,03 м, но обязательно больше максимального диаметра рабочей арматуры.

6.3 Для теплотехнического расчета железобетонных элементов коэффициент теплопроводности λ, Вт/(м·°С), рекомендуется принимать:

для тяжелого бетона на силикатном заполнителе

λ = 1,2 0,00035Т, | (6.2)

для тяжелого бетона на карбонатном заполнителе

λ = 1,14 0,00055Т, | (6.3)

для конструкционного керамзитобетона

λ = 0,36 0,00012Т. | (6.4)

Удельную теплоемкость С, кДж/(кг·°С), рекомендуется принимать:

для тяжелого бетона на силикатном или карбонатном заполнителе

С = 0,71 + 0,00083Т, | (6.5)

для конструкционного керамзитобетона

С = 0,83 + 0,00042Т. | (6.6)

Приведенный коэффициент температуропроводности ared, м2/ч, характеризующий скорость нестационарного прогрева бетонного сечения конструкции, определяют по формуле

ared = λ / (C + 50W) ρ, | (6.7)

где λ и С – расчетные средние значения коэффициента теплопроводности и удельной теплоемкости бетона при 450 °С;

ρ – плотность сухого бетона, кг/м3;

Т – температура нагрева бетона, °С;

W – весовая эксплуатационная влажность бетона, кг/кг.

В элементах с жесткой арматурой при наличии перепада температуры по длине полок и высоте стенок жесткой арматуры необходимо учитывать теплопроводность стали. Коэффициент теплопроводности стали, Вт/(м·°С), определяют по формуле

λ = 58 0,0048Т. | (6.8)

Удельная теплоемкость стали, кДж/(кг·°С), определяют по формуле

С = 0,48 0,00063Т. | (6.9)

6.4 Приведенные теплотехнические характеристики применимы для бетонов классов по прочности на сжатие не выше В55. Для высокопрочных бетонов теплотехнические характеристики следует определять экспериментально.

6.5 Для упрощенного решения задач теплотехнического расчета в приложениях А и Б приведены изотермы прогрева типовых сечений железобетонных конструкций плит, стен, балок и колонн при одно-, двух-, трех-, и четырехстороннем нагреве в зависимости от различной длительности воздействия стандартного температурного режима пожара.

7.1 Расчетная оценка предела огнестойкости железобетонной конструкции по теплоизолирующей способности I для плит и стен производится путем решения теплотехнической задачи с целью определения значений температур на необогреваемой поверхности стен или плит и их сопоставления с критериальной температурой нагрева по признаку потери теплоизолирующей способности I по приложению А ГОСТ 30247.1-94.

Температура на необогреваемой поверхности конструкции стены или плиты при одностороннем огневом воздействии зависит от условий теплообмена на этой поверхности, которые характеризуются коэффициентом теплоотдачи.

В расчет вводится средне–арифметическое начального и конечного коэффициентов теплоотдачи. Начальное значение находят при повышении температуры на 1 °С на необогреваемой поверхности. Конечное значение коэффициента теплоотдачи определяют при повышении температуры на необогреваемой поверхности до 160 °С, т.е. при наступлении предела огнестойкости конструкции по потере теплоизолирующей способности. Затем теплотехническим расчетом находят время достижения предела огнестойкости по потере теплоизолирующей способности.

7.2 Предел огнестойкости по потере теплоизолирующей способности I при одностороннем нагреве плит, стен из тяжелого бетона на силикатном и карбонатном заполнителях и из конструкционного керамзитобетона при длительности огневого воздействия до 300 мин допускается определять графически по рисунку 7.1.

Для многопустотных плит предел огнестойкости по потере теплоизолирующей способности следует умножать на коэффициент 0,65 (по опытным данным).

0588S10-01164

1 тяжелого бетона на силикатном заполнителе; 2 тяжелого бетона на карбонатном заполнителе; 3 конструкционного керамзитобетона Рисунок 7.1 Предел огнестойкости по потере теплоизолирующей способности плит (стен) при одностороннем воздействии стандартного температурного режима пожара

7.3 Оценка предела огнестойкости по потере теплоизолирующей способности I бетонных и железобетонных конструкций из других видов бетонов, в том числе из высокопрочного бетона, возможна после экспериментального установления коэффициентов теплопроводности и теплоемкости при высокотемпературном нагреве для конкретного вида бетона.

Основные положения

Предел огнестойкости по потере несущей способности R железобетонной конструкции наступает вследствие снижения прочностных характеристик рабочей арматуры и бетона при воздействии пожара и, как следствие, снижения несущей способности конструкции до нормативных значений усилий от нагрузки, при которых происходит обрушение конструкции при пожаре.

Расчет предела огнестойкости железобетонной конструкции по потере несущей способности R состоит из теплотехнической и статической частей.

Решение теплотехнической задачи следует производить для заданной длительности пожара. В теплотехнической части расчета определяются температуры нагрева бетона и арматуры по сечению железобетонной конструкции при заданной длительности стандартного температурного режима с целью определения коэффициентов условий работы арматуры и бетона при нагреве.

В статической части расчета производится расчет на прочность нагретой конструкции с учетом изменения свойств бетона и арматуры от температурных воздействий и специфики схем разрушения при пожаре.

Прочностной расчет базируется на общих требованиях расчета железобетонных конструкций по предельным состояниям первой группы по СП 63.13330 и настоящему своду правил.

Статический расчет предела огнестойкости по потере несущей способности R производится на нормативные нагрузки и нормативные сопротивления бетона и арматуры при огневом воздействии. При этом не учитывают ветровую, крановую, динамические и особые нагрузки, совпадение которых с пожаром маловероятно, и учет этих нагрузок вызовет экономически неоправданное усиление конструкций.

За нормативную нагрузку принимают действие постоянных и временных длительных нагрузок с коэффициентом надежности по нагрузке γ = 1 (СП 20.13330).

Схема приложения нормативной нагрузки в расчетах огнестойкости должна соответствовать принятой в проекте.

В общем случае предел огнестойкости по потере несущей способности R обеспечивается при выполнении условия

Nn (Mn) ≤ Nult,t (Mult,t), | (8.1)

где Nn (Mn) – нормативное продольное усилие или изгибающий момент от внешней нагрузки (постоянной и временной длительной);

Nult,t (Mult,t) несущая способность (прочность) железобетонной конструкции при пожаре длительностью, равной значению R.

Для оценки соответствия нормируемого и собственного значений предела огнестойкости по потере несущей способности R железобетонного элемента расчеты производятся из условия (8.1) с учетом длительности воздействия стандартного режима пожара, эквивалентной нормируемому пределу огнестойкости.

При необходимости определения собственного предела огнестойкости железобетонного элемента нахождение условий его предельного состояния при пожаре основано на принципе последовательных приближений для заданных значений длительности стандартного режима пожара. За собственный предел огнестойкости принимается длительность стандартного пожара, при которой удовлетворяется условие (8.1).

Поэлементный расчет огнестойкости железобетонных конструкций производится по приведенному сечению, когда сечение элемента разбивается на малые характерные участки, нагретые до различных температур, и каждый малый участок приводится к ненагретому бетону с учетом соответствующих понижающих характеристик прочности бетона. Для каждого малого участка принимают коэффициент γbt меньше 1,0 в зависимости от средней температуры нагрева бетона малого участка. Далее определяют значения Rbnt по формуле (5.1) и Rbtnt по формуле (5.2) для каждого малого участка, которые подставляют в формулы прочности нормальных и наклонных сечений действительных размеров.

Возможно применение упрощенного метода поэлементного расчета огнестойкости железобетонных конструкций, при котором рассматривают уменьшенное поперечное сечение конструкции за вычетом толщин слоев бетона, нагретого выше критической температуры.

За критическую температуру нагрева тяжелого бетона на силикатном заполнителе принимают 500 °С, на карбонатном заполнителе и конструкционного керамзитобетона – 600 °С (структура бетона повреждена, прочностные характеристики значительно снижены).

При применении упрощенного расчета значение коэффициента условий работы бетона на сжатие γbt принимают равным единице (γbt = 1) при нагреве бетона до критической температуры и равным нулю (γbt = 0) при нагреве бетона выше критической температуры.

При упрощенном расчете расчетная площадь уменьшенного поперечного сечения бетона конструкции ограничивается изотермой критической температуры нагрева бетона tb,cr, и коэффициент условий работы бетона γbt в уменьшенном сечении принимают равным 1,0.

При упрощенном расчете уменьшенные размеры сечений железобетонных элементов определяют по формулам (8.2)(8.9), в формулах прочности нормальных и наклонных сечений применяют параметры: Rbn, Rbtn, bt, ht, b'ft, h'ft, Ared и hot.

Упрощенный метод применяется для обычных и преднапряженных железобетонных конструкций с учетом воздействия осевой нагрузки, изгибающего момента и их сочетаний.

8.8 При упрощенном расчете железобетонных элементов приведенные размеры сечений принимают равными:

при трехстороннем нагреве

ширина балки, колонны bt = b 2at, | (8.2) ширина полки b'ft = b'f 2at, | (8.3) высота полки h'ft = h'f at, | (8.4) высота сечения балки, колонны ht = h аt, | (8.5) площадь балки Ared = 0,95(b 2at)(h аt); | (8.6)

при четырехстороннем нагреве

высота сечения колонны ht = h 2at, | (8.7) площадь сечения колонны Ared = 0,9(b 2at)(h 2аt). | (8.8)

Рабочая высота сечения при нагреве со стороны сжатой зоны определяется по формуле

h0t = h0 at. | (8.9)

Глубина прогрева бетона at до критической температуры в балке от обогреваемой грани сечения при действии стандартного температурного режима пожара приведена на рисунке 8.1.

а на силикатном заполнителе; б на карбонатном заполнителе; 30, 45 … 240 – длительность стандартного температурного режима пожара, мин Рисунок 8.1 Глубина прогрева at до критической температуры tb,cr тяжелого бетона в балке от нагреваемой грани сечения при действии стандартного температурного режима пожара

Глубина прогрева бетона аt до критической температуры в колонне при четырехстороннем воздействии стандартного температурного режима пожара приведена на рисунке 8.2.0588S10-01164

а на силикатном заполнителе; б на карбонатном заполнителе 30, 60 … 240 – длительность стандартного температурного режима пожара, мин Рисунок 8.2 Глубина прогрева аt до критической температуры тяжелого бетона в колонне при четырехстороннем воздействии стандартного температурного режима пожара

Статически определимые конструкции

0588S10-01164

Плоские изгибаемые элементы (плиты, настилы, панели)

8.9 Плоские изгибаемые железобетонные элементы, как правило, подвергаются одностороннему воздействию пожара снизу.

Экспериментально установлено, что разрушение плоских изгибаемых железобетонных плит, шарнирно опертых по двум противоположным сторонам, при одностороннем нагреве снизу происходит в результате образования пластического шарнира в середине пролета из-за снижения нормативного сопротивления арматуры растяжению до рабочих напряжений от нормативной нагрузки. Схема усилий в сечении, нормальном к продольной оси плиты в середине пролета, приведена на рисунке 8.3а.

Рисунок 8.3 Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси: балочной плиты в пролете (а) и консольной плиты на опоре (б), обогреваемых с нижней стороны

Момент Мult,t плоского изгибаемого элемента в состоянии предельного равновесия при воздействии пожара определяют по формуле

Мult,t = Rbnt b xt (h0 0,5xt) + Rsct A's (h0 a'). | (8.10)

При этом высоту сжатой зоны определяют по формуле

xt = (Rsnt As Rsct A's) / Rbnt b. | (8.11)

В сильно армированных плитах при  < R предельный момент пролетного cечения допускается определять по формуле

Мult,t = Rsnt As (h0 0,5хt) + Rsct A's (0,5xt a'). | (8.12)

Высоту сжатой зоны xt следует определять по формуле (8.11).0588S10-01164

8.10 Для статически определимых изгибаемых железобетонных элементов оценка предела огнестойкости по потере несущей способности R может сводиться к определению значения критической температуры нагрева растянутой рабочей арматуры ts,cr.

Критическая температура нагрева арматуры ts,cr в растянутой зоне изгибаемых железобетонных элементов, при которой образуется пластический шарнир в средней части пролета и наступает предел огнестойкости по потере несущей способности R, ориентировочно равна для арматуры без предварительного напряжения:

горячекатаной – 500 °С;

холоднодеформированной – 400 оС.

Критическое значение коэффициента условий работы растянутой арматуры при xt < R, вычисляют по формулам:

при одиночном армировании

γst,cr = Mn / Rsn As(h0 0,5xt); | (8.13)

при двойном армировании

γst,cr = [Mп Rsct A's (0,5xt a')] / Rsn As(h0 0,5хt), | (8.14)

где Мп момент от нормативной нагрузки;

xt по формуле (8.11).

Зная критическое значение коэффициента условий работы арматуры γst,cr, в зависимости от класса арматуры по таблице 5.6 определяют критическую температуру нагрева арматуры ts,cr.

Время наступления предела огнестойкости находят по графикам прогрева бетона плит (рисунки А.1 – А.6). На вертикальной оси графика находят значение критической температуры арматуры и проводят горизонтальную прямую до пересечения с кривой нагрева бетона, расположенного на расстоянии, равном расстоянию от оси арматуры до нагреваемой поверхности плиты. Из этой точки опускают перпендикуляр до пересечения с горизонтальной осью и находят длительность стандартного температурного режима пожара в минутах, которая будет соответствовать пределу огнестойкости по потере несущей способности R.

8.11 Предел огнестойкости по потере несущей способности R многопустотных плит принимается как для сплошных панелей с коэффициентом 0,9, установленным по результатам испытаний на огнестойкость серий многопустотных плит заводского изготовления. При толщине панелей 150–220 мм, диаметре пустот 80–160 мм и защитном слое до центра арматуры 20–40 мм коэффициенты уменьшения времени прогрева арматуры до критических температур в пустотных плитах колеблются от 0,85 до 0,92. Принятый коэффициент 0,9 является усредненной величиной уменьшения огнестойкости многопустотных панелей по признаку потери несущей способности.

Предел огнестойкости по потере несущей способности R многопустотных плит при действии равномерно распределенной нагрузки может наступать за счет образования пластических шарниров, как в пролетном сечении от действия изгибающего момента, так и в опасном наклонном сечении от действия поперечной силы.

Момент образования пластического шарнира в середине пролета определяют по формулам (8.10) и (8.12), где вместо ширины ребра b подставляют ширину сжатой полки b'f, и полученное значение момента умножают на 0,9.

Расчет огнестойкости при действии изгибающего момента в опасном наклонном сечении производится из условия (8.63) СП 63.13330.2018. Полученное значение момента умножают на коэффициент 0,9.

При огневом воздействии момент, воспринимаемый продольной арматурой, пересекающей растянутую зону наклонного сечения, определяют по формуле (8.64) СП 63.13330.2018, где усилие Ns, воспринимаемое анкерующим стержнем арматуры при ds ≤ 32 в зоне анкеровки, определяют по формуле

Ns = (η1 Rbtnt ls us / α) < Rsnt As, | (8.15)

где η1 коэффициент, учитывающий влияние вида поверхности арматуры и равный 1,5 для гладкой арматуры; 2,0 для холоднодеформируемой арматуры периодического профиля; 2,5 для горячекатаной арматуры периодического профиля;

Rbtnt нормативное сопротивление бетона осевому растяжению, определяемое по формуле (5.2), в которой коэффициент условий работы бетона на растяжение γbtt принимают в зависимости от температуры бетона, равной температуре анкерующего стержня на опоре;

Rsnt нормативное сопротивление арматуры растяжению, определяемое по формуле (5.5), в которой коэффициент условий работы γst принимают в зависимости от температуры нагрева арматуры в зоне анкеровки при опирании плиты на железобетонный ригель или стену, равной 0,8ts, и при опирании на металлическую балку – ts;

ls расстояние от конца анкеруемого стержня до рассматриваемого поперечного сечения плиты, принимаемого в качестве длины анкеровки (не менее 15ds и 200 мм), требуемой для передачи усилия в арматуре Ns на бетон;

us периметр поперечного сечения анкеруемого стержня, определяемый по его номинальному диаметру;

α коэффициент, учитывающий влияние напряженного состояния бетона и арматуры и конструктивного решения элемента в зоне анкеровки на длину анкеровки. При анкеровке стержней периодического профиля с прямыми концами или гладкой арматуры с крюками или петлями без дополнительных анкерующих устройств α принимают равным 1,0 для растянутых стержней и равным 0,75 для сжатых стержней.

Момент, воспринимаемый хомутами в пределах растянутой зоны наклонного сечения при огневом воздействии, определяют по формуле (8.65) СП 63.13330.2018.

За предел огнестойкости многопустотной плиты принимается минимальное значение из пределов огнестойкости при образовании пластического шарнира в середине пролета и у края наклонной трещины.

8.12 Консольные плиты имеют жесткую заделку на одной опоре. При одностороннем огневом воздействии снизу прочность опорного сечения снижается, в основном, за счет нагрева до высоких температур сжатого бетона и, как следствие, уменьшения расчетной высоты сечения (рисунок 8.3, б). Расчетная высота сечения уменьшается на толщину слоя бетона at, прогретого до критической температуры.

Прочность опорного сечения при действии нормативной нагрузки и огневом воздействии снизу определяют по формуле (8.10), в которой (h0 0,5хt) заменяют на (h0t 0,5хt), а значение h0t вычисляют по формуле (8.9).

Для плит из бетона классов В30 и ниже с ненапрягаемой арматурой, если полученное из расчета по формуле (8.11) значение хt > Rh0t, допускается производить расчет, принимая высоту сжатой зоны хt = Rh0t.

Стержневые изгибаемые элементы (балки, прогоны, ригели)

8.13 При пожаре балки, как правило, подвергаются трехстороннему нагреву с нижней и двух боковых поверхностей. При этом происходит нагрев растянутой и сжатой арматуры, а также бетона сжатой зоны (рисунок 8.4). Разрушение балок происходит за счет образования пластического шарнира в пролете.

При оценке предела огнестойкости по потере несущей способности R шарнирно опертой балки прямоугольного сечения Мult,t определяют по формулам (8.10) и (8.11), в которые вместо b подставляют приведенную ширину балки bt, вычисленную по формуле (8.2).

0588S10-01164

а прямоугольного сечения, б таврового сечения со сжатой зоной в полке; в таврового сечения со сжатой зоной в ребре Рисунок 8.4 Схема усилий и эпюра напряжений, возникающих в сечении, нормальном к продольной оси изгибаемого железобетонного элемента, от трехстороннего огневого воздействия пожара, при расчете на огнестойкость

8.14 Прочность тавровых и двутавровых изгибаемых элементов определяют в зависимости от положения сжатой зоны:

а) если граница сжатой зоны проходит в полке (рисунок 8.4,б), т.е. соблюдается условие

RsntAs < Rbnt b'ft h'ft + Rsct A's , | (8.16)

значение Мult,t определяют по формулам (8.10) и (8.12) как для прямоугольного сечения шириной b'ft, где ширина полки b'ft, по формуле (8.3);

б) если граница сжатой зоны проходит в ребре (рисунок 8.4, в), т.е. условие (8.15) не соблюдается, значение Мult,t определяют по формуле

Мult,t = Rbnt bt xt (h0 0,5xt) + Rbn (b'ft bt) h'ft (h0 0,5h'ft) + Rsct As (h0 a'), | (8.17)

при этом высоту сжатой зоны бетона хt при нагреве определяют по формуле

хt = [Rsnt As Rsct A's Rbn (b'ft bt) h'ft] / Rbnt bt . | (8.18)

8.15 В балках, армированных разными классами сталей, при многорядном армировании арматура рядов разных уровней будет нагреваться неодинаково. В этом случае при  < R значение Мult,t определяют по формуле

Мult,t = Σ Rsnt As (h0 0,5хt) + Σ Rsct A's (0,5xt а'). | (8.19)

8.16 Критическая температура нижней растянутой арматуры статически определимой балки при < R определяет наступление предела огнестойкости по потере несущей способности.

Критическое значение коэффициента условия работы растянутой арматуры вычисляют:

в балках прямоугольного сечения при одиночной арматуре (без учета сжатой арматуры) по формуле (8.13);

в балках прямоугольного сечения с учетом сжатой арматуры по формуле (8.14);

в балках таврового сечения, когда граница сжатой зоны проходит в ребре, по формуле

γs,cr = (Мп А В) / Rsn As (h0 0,5 хt); | (8.20) А = Rbnt [bt xt (h0 0,5 хt) h'ft (h0 0,5 h'ft)]; | (8.21) B = Rsct As (h0 a'). | (8.22)

Значения высоты сжатой зоны хt при пожаре определяют по формулам (8.11), (8.18), приведенной ширины балки bt по формуле (8.2), ширины полки b'ft по формуле (8.3).

Зная критическое значение коэффициента условий работы арматуры γst,cr, в зависимости от класса арматуры, по таблице 5.6 определяют критическую температуру нагрева арматуры ts,cr, для крайнего стержня арматуры в балке. Зная расстояние от оси арматуры до нижней и боковой поверхностей балки, на графиках прогрева балок (рисунки Б.7Б.22) находят ту схему прогрева балки, в которой температура бетона равна критической температуре оси арматуры крайнего стержня. На этой схеме сверху будет указана длительность стандартного пожара, которая соответствует пределу огнестойкости балки по потере несущей способности R.

При промежуточных значениях температуры ts,cr на схемах прогрева балок предел огнестойкости определяется по линейной интерполяции.