Висше строително училище "любен каравелов" инж. Борислав Тотев Даалов



страница4/4
Дата18.09.2016
Размер0.75 Mb.
#10077
ТипАвтореферат
1   2   3   4

10,90 MPa

13,35 MPa

09,1 MPaСъдействаща широчина за горен пояс панели тип ”спирол” (слой 3)

149,2 cm


126,3 cm

104,2 cmМаксимално нормално напрежение за горен ръб панели тип ”спирол”

8,50 MPa

8,67 MPa


19,1 MPa
8. Експериментални съдействащи широчини за отделните слоеве, съставящи натисковата зона на опитните комбинирани греди при работа на напречното сечение в пластичен стадий.
Съдействащите широчини в пластичен стадий са определени при огъващ момент 1043.0 kNm, с който е натоварена всяка от опитните греди при четиринадесета стъпка на натоварване от изпитването им. От измерените относителните деформации, при стъпка 14 на натоварване, посредством идеализираната параболично-праволинейната диаграма напрежениеЁCдеформация за бетон (фиг. 39), дадена в [2], са получени диаграмите на нормалните напрежения за горен ръб панели (слой 3) и горен ръб настилка (слой 4) в средното сечение на опитните комбинирани греди. Диаграмите на нормалните напрежения са апроксимирани с полином от четвърта степен, при запазване на площите им.

На фиг. 47 е показана диаграмата на нормалните напрежения на ниво горен ръб настилка при греда Г1.

Фиг. 47. Диаграма на нормалните напрежения на ниво горен ръб настилка при греда Г1.
Площта, заградена от диаграмата, е А=332.2 kN/сm. Максималното напрежение, отчетено от полинома от четвърта степен, е µ §MPa (2.139 kN/сm2). Чрез разделяне площта, заградена от диаграмата на максималното напрежение, е получена съдействащата широчина за настилката µ §сm.

На фиг. 48 е показана диаграмата на нормалните напрежения на ниво горен ръб панели при греда Г1.

Площта, заградена от диаграмата, е А=205.77 kN/сm. Максималното напрежение, отчетено от полинома от четвърта степен, е µ § MPa (1.364 kN/сm2). Чрез разделяне площта, заградена от диаграмата на максималното напрежение, е получена съдействащата широчина за панелите µ §сm.

Фиг. 48. Диаграма на нормалните напрежения на ниво горен ръб панели при греда Г1.


Фиг. 49. Диаграма на нормалните напрежения на ниво горен ръб настилка при греда Г2.


На фиг. 49 е показана диаграмата на нормалните напрежения на ниво горен ръб настилка при греда Г2.

Площта, заградена от диаграмата, е А=204.83 kN/сm. Максималното напрежение, отчетено от полинома от четвърта степен, е µ § MPa (1.639 kN/сm2).. Чрез разделяне площта, заградена от диаграмата на максималното напрежение, е получена съдействащата широчина за настилката µ §сm.


9. Сравняване на теоретичните с експерименталните съдействащи широчини в пластичен стадий.
В еластичен стадий на работа на напречното сечение на опитните комбинирани греди, експериментално получените съдействащи широчини за настилката и горния пояс на панелите тип ”спирол” са с 15% до 30% по-малки от теоретичните съдействащи широчини.

В пластичен стадий на работа на напречното сечение на опитните комбинирани греди, експериментално получените съдействащи широчини за настилката и горния пояс на панелите тип ”спирол” са с до 5% по-големи от теоретичните съдействащи широчини.


10. Теоретична носеща способност на огъване при опитните комбинирани греди.
За теоретичните съдействащи широчини и якостните характеристики на материалите от греда Г1 е определена носещата способност на огъване за средата на гредата. При работа на сечението в еластичен стадий (еластична работа на стоманения профил при достигане на напрежения в ръбовите влакна на долния му пояс, равни на напрежението съответстващо на границата на провлачане 305 MPa ) тя е 742.9 kNm. При работа в пластичен стадий (диаграмата на нормалните напрежения по височина на стоманения профил е правоъгълна със стойност, съответстваща на границата на провлачване 305 MPa) носещата способност на огъване е 996.7 kNm.

За теоретичните съдействащи широчини и якостните характеристики на материалите от греда Г2 е определена носещата способност на огъване за средата на гредата. При работа на сечението в еластичен стадий тя е 741.1 kNm, а при работа в пластичен стадий носещата способност на огъване е 989.3 kNm.


11. Експериментална носеща способност на огъване при опитните комбинирани греди.
На фиг. 50 е показана диаграмата огъващ момент-провисване при греда Г1.

От диаграмата е видно, че греда Г1 работи еластично до огъващ момент 800 kNm.

При пластична работа на гредата максималния огъващ момент поет от гредата е 1110.61 kNm, при провисване 46,3 mm.

Фиг. 50. Зависимост огъващ момент ЁC провисване при греда Г1


На фиг. 51 е показана диаграмата огъващ момент-провисване при греда Г2.

Фиг. 51. Зависимост огъващ момент ЁC провисване при греда Г2


От диаграмата е видно, че греда Г2 работи еластично до огъващ момент 800 kNm.

При пластична работа на гредата максималния огъващ момент поет от гредата е 1136.9 kNm, при провисване 47,1 mm.


12. Сравняване на теоретична с експерименталната носеща способност на огъване при опитните комбинирани греди.
От сравнението на теоретичните с експерименталните резултати е видно, че пластичната работа на гредите започва след достигане на теоретичната носеща способност на гредите при еластична работа.

В пластичен стадий експерименталната носеща способност е с 11 % по-голяма от теоретичната при греда Г1 и с 14 % по-голяма при греда Г2.

За да се онагледи ефекта от използване на комбинирани стомано-стоманобетонни греди с натискова зона от сглобяеми елементи с кухини е направено сравнение на носещите способности на огъване, при работа в еластичен и пластичен стадий, между опитни греди Г1 и Г2 и стоманен профил IPE 360. При определяне на носещата способност на огъване на стоманен профил IPE 360 е прието максималното нормално напрежение да е равно на най-малкото напрежение от площадката на провлачване 305 MPa (получено при изпитване на епруветки от използвания профил).
Таблица 15. Сравняване носещите способности на огъване на опитните комбинирани греди и IPE 360

ГредаНосимоспособност на

огъване в еласичен

стадий [kNm]Носимоспособност на

огъване в пласичен

стадий [kNm]Опитна греда Г1800,01110,6Опитна греда Г2800,01136,9IPE 360275,6 310,8

ГЛАВА IV
ВЛИЯНИЕ ВИДА НА ДЮБЕЛИТЕ ВЪРХУ СЪДЕЙСТВАЩАТА ШИРОЧИНА И ВИСОЧИНАТА НА НАТИСКОВАТА ЗОНА ПРИ КОМБИНИРАНИТЕ СТОМАНО-СТОМАНОБЕТОННИ ГРЕДИ

1. Влияние на вида на дюбелите върху съдействащата широчина.


Разгледано влиянието на вида на дюбелите върху комбинирана греда със статическа схема ЁC проста греда, натоварена с равномерно разпределен товар по цялата и дължина. Подобно товарно състояние е показано на фиг. 31 а. На фиг.32 a и b са показани диаграмите на хлъзгащите напрежения в плочата и съдействащата и широчина при комбинирана греда с монолитна стоманобетонна плоча. Съдействащата широчина и диаграмата на хлъзгащите сили са определени при предпоставката за корави дюбели, свързващи стоманената греда със стоманобетонната плоча. Тъй като коравите дюбели са практически недеформируеми ЁC няма възможност за преразпределяне на хлъзгащите усилия между тях. Този факт налага такова разположение на дюбелите по дължина на гредата при което носещата способност на хлъзгане на отделния дюбел е по-голяма или равна на припадащата му се хлъзгаща сила от диаграмата на хлъзгащите сили. Подобно разположение на корави дюбели дава Гибшман в ”Проектирование стальных конструкций объединеных с железобетоном, в автодорожных мостах” [13], показано на фиг. 52.

Фиг. 52. Разполагане на корави дюбели по дължина на гредата (според ”Проектирование стальных конструкций объединеных с железобетоном, в автодорожных мостах” [13]).


От фиг. 52 става ясно че при разгледаното натоварване е необходимо сгъстяване на дюбелите към опорите.

Дуктилните дюбели притежават капацитет на приплъзване, до изчерпването на който запазват носещата си способност на хлъзгане. На фиг. 6 е показана връзката между носещата способност на хлъзгане и приплъзването. Деформацията на болтов дюбел е видна от снимка 28:

Снимка 28. Деформиране на дуктилен дюбел
Капацитетът на приплъзване, който притежават дуктилните дюбели им дава възможност да преразпределят помежду си хлъзгащата сила по дължина на гредата. Това прави възможно равномерното разполагане на дюбелите по цялата дължина на гредата. Изискването при оразмеряването на такива дюбели е носещата способност на дюбелите на хлъзгане, в участъка от точката с нулев момент до точката с максимален огъващ момент, да е по-голяма от хлъзгащата сила за целия участък. На фиг. 53 е видна диаграмата на хлъзгащите сили, за греда със статическа схема ЁC проста греда, натоварена с равномерно разпределен товар по цялата и дължина. На същата фигура е показано и поемането на хлъзгащите сили от дуктилни дюбели, чрез преразпределянето на тези сили помежду им.

Фиг. 53. Поемане на хлъзгащи сили от дуктилни и дюбели.


Преразпределянето на усилията в дюбелите води до изравняване на хлъзгащите сили по дължина на гредата, чрез намаляване силите при опорите и увеличаване силите в средата на гредата.

От фиг. 21 е видно че колкото по-отдалечена е хлъзгащата сила от средното сечение толкова по-равномерно е разпределението на нормалните напрежения по широчина в това сечение. Обратно - колкото по-близо е хлъзгащата сила до средното сечение толкова по-ясно изразен връх има диаграмата на нормалните напрежения по широчина в това сечение. Диаграмите с ясно изразен връх водят до по-малка съдействаща широчина. Диаграмите с по-равномерно разпределение на нормалните напрежения увеличават съдействащата широчина. С увеличаване на хлъзгащите сили в близост до средното сечение и с намаляване на същите при опорите се постига намаляване на съдействащата широчина. Видът на диаграмата след преразпределянето е подобен на диаграмата на хлъзгащите сили при греда, натоварена с концентрирана сила в средата на отвора, фиг.32 с.

От теоретичните изследвания в глава II, точка 3 са видни границите, в които се изменя съдействащата широчина при отделните слоеве с неограничена широчина:

- µ § при натоварване с концентрирана сила в средата на отвора;

- µ § при натоварване с равномерно разпределен товар.

След изменение на диаграмата на хлъзгащите сили от триъгълна в правоъгълна, при запазване на същата площ, съдействащата широчина намалява от µ § на µ §.


2. Влияние на вида на дюбелите върху височината на натисковата зона.
От фиг. 53 е видно че част от дюбелите по дължина на гредата са достигнали своята носеща способност на хлъзгане и реализират капацитета си на приплъзване, докато останалите не са достигнали своята носеща способност на хлъзгане и имат поведението на корави дюбели. Ще бъде разгледано напрегнатото и деформирано състояние на комбинирана греда с дуктилни дюбели преди достигане на носещата способност на хлъзгане и след достигане носещата способност на хлъзгане с реализиране на капацитета на дюбелите на приплъзване.

В сечение, в което носещата способност на дюбелите на хлъзгане не е достигната, може да бъде прието че е валидна хипотезата за равнинност на напречните сечения. При работа на гредата в еластичен стадий най-големи натискови напрежения имат точките от горния ръб на стоманобетонната плоча. При пластифициране на сечението триъгълните диаграми на нормалните напрежения започват да се изпълват до правоъгълни. На фиг. 54 е показана диаграма на нормалните напрежения за сечение, при което носещата способност на дюбелите на хлъзгане не е достигната и не е реализиран капацитетът им на приплъзване.

Фиг. 54. Диаграма на нормални напрежения при комбинирана греда с дуктилни дюбели в сечение, при което не е достигната носещата способност на дюбелите. (с непрекъсната линия е показана диаграмата при работа в еластичен стадий, а с прекъсната линия - при пластифициране).
В сечение, в което носещата способност на дюбелите на хлъзгане е достигната, може да бъде прието, че не е валидна хипотезата за равнинност на напречните сечения. Дюбелите реализират капацитета си на приплъзване и могат да бъдат разгледани като ставни връзки между стоманобетонната плоча и стоманената греда. Предаването на хлъзгащата сила се извършва на ниво долен ръб плоча. Най-големи натискови напрежения имат точките от долния ръб на стоманобетонната плоча.

Фиг. 55. Диаграма на нормални напрежения при комбинирана греда с дуктилни дюбели в сечение при което е достигната носещата способност на дюбелите и е реализиран капацитетът им на приплъзване. (с непрекъсната линия е показана диаграмата при работа в еластичен стадий, а с прекъсната линия - при пластифициране).


На фиг. 55 е показана диаграма на нормалните напрежения за сечение при което носещата способност на дюбелите на хлъзгане е достигната и е реализиран капацитетът им на приплъзване.

От фигура 55 е видно че нормалните напрежения в стоманобетонната плоча намаляват с отдалечаване от долния ръб на плочата в посока към горния ръб.

В средното сечение на гредата (точката с максимален огъващ момент) диаграмата на нормалните напрежения е функция на поведението на дюбелите от точката с нулев момент до точката с максимален момент. В този участък част от дюбелите работат като корави , а друга като дуктилни.

Отчитайки влиянието на напрегнатото състояние на сеченията при които дюбелите са реализирали капацитета си на приплъзване, за да се приеме постоянно напрежение по височина на натисковата зона равно на µ §, авторите на ”Design of Composite Beams Using Precast Concrete Slabs” [39] препоръчват за височина на натисковата зона да се приемат не повече от 26 см., когато общата височина на панелите и настилката надхвърлят този размер.


ИЗВОДИ ОТНОСНО РАБОТАТА НА КОМБИНИРАНИТЕ СТОМАНО-СТОМАНОБЕТОННИ ГРЕДИ С НАТИСКОВА ЗОНА ОТ СГЛОБЯЕМИ ЕЛЕМЕНТИ С КУХИНИ


В резултат на проведените теоретични и експериментални изследвания могат да бъдат направени следните препоръки, повишаващи ефективността на комбинираните греди:

I. Използване на несиметрично стоманено сечение в състава на комбинираната греда. Това допринася за следното:

по-голямо рамо на вътрешните усилия в напречното сечение, което е предпоставка за поемане на по-голям огъващ момент;

намалява се необходимото количество конструкционна стомана;

нулевата линия се ”премества” в посока към долния ръб на гредата, което създава условия за работа на панелите само на натиск, като по този начин се избягва появата на пукнатини в панелите при тяхна възможна работа на опън.

II. Прилагане на дуктилни дюбели, разположени по дължината на гредите така, че да не се налага преразпределяне на хлъзгащите усилия между дюбелите. С това се осигуряват няколко положителни ефекта:

не се намалява съдействащата широчина на натисковата зона, както би се получило при преразпределяне на хлъзгащите усилия между дюбелите ;

при реализиране капацитета на приплъзване на дюбелите се променя напрегнатото и деформирано състояние на натисковата зона, състояща се предимно от панели, като равнодействащата на натисковите напрежения в панелите се премества в посока към долният им ръб. Това намалява рамото на вътрешните сили в сечението на комбинираната греда, а от там и носещата и способност. При липса на преразпределяне на усилията между дюбелите не се наблюдава по-горе описания отрицателен ефект;

капацитетът на приплъзване на дуктилните дюбели остава в резерв при евентуално по-голямо въздействие върху гредите.

III. От гледна точка за икономия на конструкционна стомана е препоръчително в монтажно състояние комбинираните греди да бъдат подпирани по дължината им с временни подпори. Това дава възможност за:

прилагане на стоманени греди с по-малко сечение;

натоварване на по-голяма част от напречното сечение на стоманената греда предимно на опън;

значително по-малки провисвания за комбинираната греда.

VI. При оразмеряване на комбинираните греди е необходима проверка за местоположението на нулевата линия с използване на възможно най-голямата съдействаща широчина на натисковата зона, както и с включването на настилката като част от нея. Целта на проверката е недопускане разполагането на нулевата линия в панелите. В противен случай част от сечението на панелите би заработило на опън, което е предпоставка за отваряне на пукнатини по надлъжната напрегната армировка на панелите.


ПРИНОСИ
1. Създаден е теоретичен модел за определяне на съдействащата широчина на плочата при комбинирани стомано-стоманобетонни греди, в които се взима под внимание начина за прилагане на товарите върху гредите (равномерно разпределен товар, концентрирани сили и съчетания от тях).

С прилагане на теоретичния модел са установени границите, в които се изменя съдействащата широчина на плочата.

2. Експериментално са проверени резултатите, получени по приетия модел върху две комбинирани стомано-стоманобетонни греди с натискова зона от сглобяеми елементи с кухини.

3. Доказана е експериментално работата на настилката от армиран бетон, като значима част от натисковата зона на комбинираните стомано-стоманобетонни греди.

4. Чрез проведените изпитвания на опитните комбинирани греди е установено пълноценното участие на сглобяемите елементи с кухини в работата на натисковата зона, което осигурява възможност за тяхното по-широко използване в комбинираните конструкции.


НАСОКИ ЗА БЪДЕЩИ ИЗСЛЕДВАНИЯ


1. Проучване ефекта от използване на самонапрягащи цименти при замонолитване на фугите между панелите, участващи в натисковата зона на комбинирани стомано-стоманобетонни греди, изпълнено след набиране на якост на бетона, замонолитващ панелите към стоманената греда. С това би се постигнало:

обратно напрегнато състояние на това при експлоатация на стоманената греда;

обратно провисване на комбинираната греда;

пълноценно участие на панелите в натисковата зона, без необходимост от подпиране в монтажно състояние;

компенсиране на съсъхването

Изследване на възможността за запъване на панелите в гредата при замонолитватето им. По този начин се променя статическата им схема от проста греда на непрекъсната греда, а това води до по-голяма носеща способност.

Разглеждане на възможността за съвместна работа на панели тип ”спирол” и предварително напрегната стоманобетонна греда, върху която стъпват панелите.

Публикации по темата на дисертационния труд:


Даалов, Б. Т. ”Съдействаща широчина при комбинирани стомано-стоманобетонни греди”- доклад, изнесен на ”Научна конференция с международно участие ВСУ` 2007,15 май ЁC 16 май, 2007 София, България”, С., 2007.

Даалов, Б. Т. ”Съвместна работа на предварително напрегнатите подови панели с кухини и замонолитващата настилка” ЁC доклад, изнесен на ”Научна конференция с международно участие ВСУ „Л. Каравелов” 2006 г”., С., 2006.

Даалов, Б. Т. ”Експериментално определяне на съдействаща широчина на натисковата зона на комбинирани стомано-стоманобетонни греди с натисков пояс от сглобяеми елементи с кухини ” ЁC доклад, изнесен на ”Научна конференция с международно участие ВСУ „Л. Каравелов” 2008 г.”, С., 2008.

Даалов, Б. Т. ”Експериментално определяне на съдействаща широчина на натисковата зона и носещата способност на комбинирани стомано-стоманобетонни греди с натисков пояс от сглобяеми елементи с кухини” ЁC доклад, изнесен на ”Международна научна конференция Проектиране и строителство на сгради и съоръжения 12-14 септември 2008 г., Варна”.


Литература:


1. Балаж Д., Фогараши Г. ”Съединения на стоманобетонни елементи, С., Техника, 1983.

БДС EN 1992 ЁC 1 ЁC 1: Еврокод 2 : Проектиране на бетонни и стоманобетонни конструкции. Част 1-1: Общи правила и правила за сгради. Български институт по стандартизация, 2010.

БДС EN 1993 ЁC 1 ЁC 1: Еврокод 3 ЁC Проектиране на стоманени конструкции. Част 1-1: Общи правила и правила за сгради. Български институт по стандартизация, 2010.

БДС EN 1994 ЁC 1 ЁC 1: Еврокод 4 : Проектиране на комбинирани стомано-стоманобетонни конструкции. Част 1-1: Общи правила и правила за сгради. Български институт по стандартизация, 2002.

Боровиков А. Г. ”Автодорожные сталежелезобетонные пролетные строения мостов”. Томск, Изд.-во Том. Ун-та, 2001.

Быстров В. А. ”Совершенствование конструкций и расчета элементов сталежелезобетонных мостов”. Ленинград, Изд.-во Лен. Ун-та, 1987.

Венков Л., Захариева-Георгиева Б. ”Проектиране на комбинирани стомано-стоманобетонни конструкции в сгради по Еврокод 4”, С., Строителни конструкции ООД, 2001.

Венков Л. ”Проектиране на стоманени конструкции на сгради по Еврокод 3” ЁC I част : ”Основни положения, елементи и съединения”, С., Строителни конструкции ООД, 2000.

Венков Л. ”Проектиране на стоманени конструкции на сгради по Еврокод 3” ЁC II част : ”Възли в решетъчни и пълностенни конструкции”, С., Строителни конструкции ООД, 2000.

Венков Л. ”Ръководство за проектиране на комбинирани стомано-стоманобетонни греди”, етап Д-2.1. проект на документа, С., 1985.

Върбанов, Хр. П. ”Теория на еластичността” С., Държавно издателство техника, 1965.

Гешанов Х. ”Избиране на напречното сечение на стомано-стоманобетонни греди”, сп. Строителство бр. 7/1982.

Гибшман Е. Е. ”Проектирование стальных конструкций объединеных с железобетоном, в автодорожных мостах”. М., Научно-техническое издательство автотранспортной литературы, 1956.

Димитров Б. К. ”Междуетажни конструкции” - хабилитационен труд за получаване на научното звание ”професор”, С., 1987.

Димитров Б. К. ”Междуетажни конструкции”. С., 1993.

Драганов Н. ”Оразмеряване на елементите на стоманените конструкции съгласно Еврокод 3”, С., Строителни конструкции ООД, 2006.

Дулевски Е. М. ”Ръководство за проектиране на комбинирани пълностенни стомано-стоманобетонни мостове съобразно Eurocode 4, Part 2”, С., УАСГ, 2003.

Картопольцев В. М. ”Бистальные и бисталежелезобетонные балки пролетных строений”. Томск, Изд.-во Том. Ун-та, 1986.

Картопольцев В. М. ”Металические мосты с бистальными балками”. Томск, Изд.-во Том. Ун-та, 1992.

Картопольцев В. М. ”Металические мосты с ортотропной плитой”. Томск, Изд.-во Том. Ун-та, 2001.

Маноилов Л. А. ”Стоманобетон”, С., Техника, 1998.

Министерство на строежите и архитектурата ”Строително конструктивна система СКС-УС-73”. С., 1977.

Норми за проектиране на бетонни и стоманобетонни конструкции, С., АВС Техника, 2003.

Норми за проектиране на стоманени конструкции, С., АВС Техника, 2007.

”Ръководство за проектиране на предплочи и предстени и на конструкции от тях”, Бюлетин за строителство и архитектура, 1990.

Стрелецкий Н. Н. ”Сталежелезобетонные пролетные строения мостов”. М., Транспорт, 1981.

Стрелецкий Н. Н. ”Сталежелезобетонные мосты”. М., Транспорт, 1965.

Строително конструктивна система СКС-УС-73, албум 1.3, каталог, допълнение, С., 1977.

Тимошенко ”Сопротивление материалов”. М., Наука, 1956.

Улицкий Б. Е. ”Вопросы пространственного расчета балочных мостов”. М., Научно-техническое издательство автотранспортной литературы, 1956.

Amadio C., Fragiacomo M. ”Effective Width Evaluation for Steel-Concrete Composite Beams” Journal of Constructional Steel Research, Vol.58, Pg 373-388, 2002.

BS 5950: Structural use of steelwork in buildings

BS 5950-3:1990 Code of practice for composite construction

British Standards Institution

BS EN 10025:1993: Hot rolled products of non-alloy structural steels.

Technical delivery conditions

BS 4449: 1997 Specification for carbon steel bars for the

Reinforcement of concrete

British Standards Institutio

BS 8110: Structural use of concrete

BS 8110-1:1997 Code of practice for design and construction

British Standards Institution

”Composite Steel Beam Design” ЁC products brochure of ”Bison Concrete Products Limited”.

”Hollow Core Floors” ЁC products brochure of ”Bison Concrete Products Limited”.

Eurocode 2 - Design of concrete structures. Part 1, Part 2 ЁC Concrete bridges, 1993.

Hicks S. J., R. M. Lawson. ”Design of Composite Beams Using Precast Concrete Slabs”. The Steel Construction Institute, Ascot, 2003.

Johnson R. P. ”Composite Structures of Steel and Concrete”. Crosby Lockwood Staples, London, 1975.

Lam D., Murad A. ”Experimental study of long span composite beams with precast hollow-core slabs”, Eurosteel 2005, Maastriht, 2005.

Lam D., Elliot K. S. and Nethercot D. A. ”Push-off tests on shear studs with hollow-cored floor slabs” The Structural Engineer, May 1998. Vol. 76, No 9.

Lam D., Elliot K. S. and Nethercot D. A. ”Experiments on composite steel beams with precast concrete hollow-core floor slabs”

Proceedings of the Institution of Civil Engineers, Structures & Buildings, May 2000. Vol. 140.

Mullet D. L. ”Composite Floor in Systems”. The Steel Construction Institute, Ascot, 1998.

Murad A., ” Behaviour of Long Span Composite Beams with Precast

Hollow-Core Slabs” ЁC dissertasion for conferment doctors degree. University of Leeds School of Civil Engineering. 2007.

Narayanan R. ”Steel-Concrete Composite Structures : Stability and Strenght”. The Steel Construction Institute, Ascot, 1988.

National structural steelwork specification for building construction,

(Fourth Edition), BCSA/SCI, 1994

British Constructional Steelwork Association and The Steel

Construction Institute, 2002.

Peltonen S., Leskela M. ”Behavior of shallow composite beams with solid types of slabs”, Eurosteel 2005, Maastriht, 2005.

Sattler K. ”Theorie der Verbundkonstruktionen”, Band 1 : Theorie, Berlin, 1959.

Sattler K. ”Theorie der Verbundkonstruktionen”, Band 2 : Zahlenbeispiele, Berlin, 1959.

Timoshenko. ”Theory of Elasticity”, 1951.

Way A. G. ”Precast Concrete Floors in Steel Framed Buildings”. The Steel Construction Institute, Ascot, 2007.






Сподели с приятели:
1   2   3   4




©obuch.info 2024
отнасят до администрацията

    Начална страница