Metodichka_KP_2_ZhB

Сечение 4-4 приводим к двутавровому .

Изгибающий момент и продольная сила в сечении 4-4:

Изгибающий момент в уровне центра тяжести арматуры:

Msd1−1 = Msd + Nsd (d − 0.5h) = 289.52 +1454.11 (1.938− 0.5 2.1) =1580.77кНм

Площадь сечения продольной арматуры:

Принимаем 10 12S400( As1 = As2 =1131мм2 )

5.6. Расчет поперечной арматуры стакана фундамента.

Определяем эксцентриситеты приложения нагрузок:

90

ρ > ρmin .

Рис.13. Схема армирования фундамента.

91

6. Расчёт предварительно напряженной железобетонной фермы. 6.1. Исходные данные для проектирования

Номинальный пролет - L =19 м ;

Шаг колонн и балок покрытия - В = 9.0 м ;

По таблице 5.2 СНБ 5.03.01-02 принимаем класс ответственности по условиям эксплуатации фундамента ХC4. Минимальный класс бетона С 2530 .

Принимаем марку смеси по удобоукладываемости - Ж4.

Натяжение арматуры осуществляется механическим способом на упоры стенда.

В качестве напрягаемой арматуры принимаем проволочную арматуру S1400. Ненапрягаемая арматура сварных каркасов принята класса Монтажную арматуру принимаем класса S240.

Предельно допустимое значение ширины раскрытия нормальных и наклонных трещин по таблице 5.1 СНБ 5.03.01-02 составит Wlim = 0.3 мм .

Определим расчетные характеристики для бетона С 2530 :

-fctm = 2.6 МПа по таблице 6.1 СНБ 5.03.01-02 ;

-fctk.0,05 =1.8 МПа

Определим расчетные характиристики для напрягаемой арматуры S1400:

-нормативное сопротивление напрягаемой арматуры f pk = 1400 МПа ;

-расчетное сопротивление напрягаемой арматуры по таблице 9.1.4

СНБ 5.03.01-02 составит fpd =1120 МПа ;

Определим расчетные характиристики для ненапрягаемой арматуры S500:

92

- нормативное сопротивление арматуры растяжению fyk = 500 МПа ;

fyd = fyk = 500 = 435МПа ;

6.2. Определение нагрузок

Постоянные нагрузки включают: вес кровли, теплоизоляционного ковра, вес железобетонных плит покрытия и собственный вес фермы. К временным нагрузкам относится вес снегового покрова.

Таблица 4 - Нагрузки на 1м2 покрытия.

коэффициент безопасности для собственного веса конструкций заводского изготовления γ f =1.35.Тогда расчетная нагрузка составит

qkфермы γ f = 5.05 1.35 = 6.82 кНм.

Расчетные нагрузки на 1м.п. длины фермы определяем без учета снеговых мешков (так как здание без зенитного фонаря).

Нагрузку на ферму условно считаем равномерно распределенной по длине, так как количество сосредоточенных усилий в местах опирания плит покрытия более пяти.

Значения нагрузок на балку при γ f = 1:

-нормативная нагрузка на балку от собственного веса конструкций

qк = (qкпокр B + qkфермы ) = (3.25 9 + 5.05) = 34.3 кНм ;

- снеговая временная нагрузка sк = s B γ n =1.15 9 =10.35 кНм :

93

6.3. Определение усилий в элементах фермы.

Значение узловых нагрузок для определения расчётных сочетаний усилий: А)при расчёте по предельным состояниям первой группы:

- первое основное сочетание Gd +ψ0Qd = 34.3 1.35+ 0.7 10.35 1.5 = 57.17кН / м ;

-второе основное сочетание ξGd + Qd = 0.85 34.3 1.35+10.35 1.5 = 54.88кН / м .

Таким образом при расчёте по первой группе предельных состояний будем использовать первое основное сочетание.

Б)При расчёте по предельным состояниям второй группы:

-практически постоянное сочетание Gк +ψ 2Qк = 34.3+ 0.3 10.35 = 37.405кН / м ;

-частое сочетаниеGк +ψ1Qк = 34.3+ 0.5 10.35 = 39.48кН / м .

Усилия в элементах фермы от узловой нагрузки определены с помощью программы «Raduga».

Рис.14. Расчётная схема фермы .

Таблица 5 – Внутренние усилия в стержнях фермы.

6.4. Расчёт элементов фермы. 6.4.1. Расчёт нижнего пояса фермы.

Расчёт по предельным состояниям первой группы.

Максимальное расчётное усилие принимаем по стержню №22:

Nsd=1024.974кН.

Площадь сечения напрягаемой арматуры:

Принимаем 49 5S1400 , Asp = 961мм2

Расчёт по предельным состояниям второй группы.

А) Подсчёт потерь усилия предварительного напряжения в напрягаемой арматуре.

Расчёт по образованию трещин необходимо выполнять на действие частого сочетания нагрузок.

Предварительное напряжение σ 0,max следует назначать с учётом допустимых

отклонений значения предварительного напряжения p таким образом, чтобы выполнялись условия:

σ0,max + p ≤ kp fpk

σ0,max − p ≥ 0.3 fpk

Где: p = 0.05σ0,max при механическом способе натяжения арматуры;

kp = 0.8 - для проволочной арматуры.

Исходя из данных условий σ0,max находится в пределах:

442 ≤ σ0,max ≤1067МПа . Принимаем σ0,max =1000МПа .

Первые потери:

- потери от релаксации напряжений арматуры

- потери от температурного перепада:

∆P∆T = 1,25∆T Ap = 1.25 65 9.61/10 = 78.08кН ,

Где ∆T - разность между температурой нагреваемой арматуры и неподвижных упоров (вне зоны прогрева), воспринимающих усилие натяжения. При отсутствии точных данных допускается принимать ∆T = 650 C .

- потери от деформации анкеров при натяжении на упоры:

наружными гранями упоров стенда или формы);

∆I - смещение поволоки в инвентарных зажимах, определяется как

∆I =1.25+0.15 =1.25+ 0.15 5 = 2мм (здесь - диаметр натягиваемой проволоки).

- потери, вызванные упругой деформацией бетона:

Zср – расстояние от точки приложения усилия предварительного обжатия до центра тяжести бетонного сечения (для случая центрального растяжения zср=0);

Po,c – усилие предварительного напряжения с учётом потерь, реализованных к моменту обжатия бетона;

97

предварительного напряжения (без учёта потерь).

С учётом этого ∆Pс = 5 0.0154 (1+ 0) 807.79 = 71.03кН .

Усилие предварительного обжатия Pm,0 , действующее непосредственно после передачи усилия предварительного обжатия на конструкцию:

Pm,0 = P0 − ∆Pir − ∆PA − ∆PT − ∆Pс = 807.709 − 71.03 = 736.7кН

При этом должно выполняться условие Pm,0 ≤ 0.75 fpk Asp :

736.7 < 0.75 1400 9.61/10 =1009.1кН - условие выполняется.

Вторые потери:

Реологические потери, вызванные ползучестью и усадкой бетона, а также длительной релаксацией напряжений в арматуре следует определять по формуле

∆Pt (t) = ∆σp,c+s+r Ap ,

где ∆σp,c+s+r — потери предварительного напряжения, вызванные ползучестью, усадкой и релаксацией напряжений на расстоянии х от анкерного устройства в момент времени t

εсs(t,t0) — ожидаемое значение усадки бетона к моменту времени t;

Φ(t,t0) — коэффициент ползучести бетона за период времени от t0 до t;

σcp — напряжения в бетоне на уровне центра тяжести напрягаемой арматуры от практически постоянного сочетания нагрузок, включая только собственный вес;

σcp,0 — начальное напряжение в бетоне на уровне центра тяжести напрягаемой арматуры от действия усилия предварительного обжатия (с учетом первых потерь в момент времени t = t0);

∆σpr — изменения напряжений в напрягаемой арматуре в расчетном сечении, вызванные релаксацией арматурной стали. Допускается определять в зависимости от уровня напряжений σ0,max/fpk, принимая σ0,max = σpg,0; σpg,0 — напряжения в арматуре, вызванные натяжением (с учетом первых потерь в момент времени t = t0) и действием практически постоянного сочетания нагрузок. При этом суммарная величина изменения напря98РМа98в в напрягаемой арматуре в

98

расчетном сечении от релаксации арматурной стали и от потерь σpr,0 = Pir/Ap, где Pir не должна превышать максимальные потери начальных напряжений в арматуре при σ0,max/fpk = 0,8;

αp = Ep /Ecm, Ер — модуль упругости напрягаемой арматуры;

Ac, Ic — соответственно площадь и момент инерции сечения;

zcр — расстояние между центрами тяжести сечения и напрягаемой арматуры.

Величину усадки бетона εcs следует определять по формуле

где εcs,d часть усадки бетона, обусловленная испарением из него влаги;

εcs,а часть усадки бетона, обусловленная процессами твердения бетона.

Величину усадки бетона εcs,d следует определять по формуле

t возраст бетона, для которого рассчитывается величина части

усадки;

ts возраст бетона к моменту окончания влажного хранения бетона;

h0 = 2Ac ; u

Ac, u — соответственно площадь и периметр поперечного сечения элемента,

εcs,a = βas εcs,a,∞=-0.863·0.38·10-4=-0.328·10- 4 ,

где εcs,a,∞ = –2,5(fck – 10) 10–6 =-2.5·(25-10)·10-6=-0.38·10-4≤ 0;

βas = 1 – exp(–0,2t 0,5)=1-exp(-0.2·1000.5)=0.863.

99