Предварительно напряженные железобетонные балки » Строительно-информационный портал

Стропильная балка для плоской кровли пролетом 18 м была одной из первых конструкций, в которых применили попарное расположение напрягаемой арматуры ? 18 A-IV. Кроме того, особенностью балки является применение технологически независимой формы с силовым лотком, образующим нижнюю полку балки.

Балка СБЭ-18-2 серии Е-803 имеет двутавровое поперечное сечение (рис. 5.11). Боковым поверхностям нижней полки приданы уклоны 15:270=1:18, позволяющие извлекать готовую балку из неподвижной части формы. Уклон верхних поверхностей нижней полки невелик, только 20:105=1:5, так как форма сделана с двумя съемно-откидными продольными бортами.

Напрягаемая арматура расположена в нижней полке балки и состоит из 15 ? 18 A-IV. Стержни размещаются попарно, вплотную примыкая друг к другу. Начальные предварительные напряжения ?0 = 5000±500 кГ/см2.

Стенка балки армирована двумя вертикальными сварными каркасами K-1 и K-1a с поперечными и продольными стержнями из арматуры класса A-III. Нижняя полка имеет ненапрягаемую арматуру в виде корытообразной сварной сетки, которая дополнительно загибается на форме после укладки всей напрягаемой арматуры.

В верхней полке предусмотрены пространственные каркасы прямоугольного сечения. Чтобы можно было установить эти каркасы, вертикальные плоские каркасы не имеют вверху продольных стержней. Кроме того, на опорах размещены гнутые охватывающие сварные каркасы К-2, которые заводятся с торцов формы. Опорные нижние закладные детали имеют анкеры, проходящие почти на всю высоту балки, что предохраняет от развития горизонтальных трещин. Это удобнее, чем устройство закладной детали с относительно короткими анкерами, при которых нужно дополнительное армирование для предотвращения раскалывания бетона. Предохраняют бетон от раскалывания также проволочные спирали, надетые на концы каждой пары стержней.

Объем бетона балки 4,96 м3, вес 12,4 т. Марка бетона 350, при передаче предварительных напряжений на бетон прочность его должна быть не меньше 270 кГ/см2.

Форма для балок СБЭ-18 имеет силовую часть, в которую входит лоток нижней полки, и два съемно-откидных продольных борта, высота которых меньше высоты балки (рис. 5.12). Центр тяжести несущей части силовой конструкции формы совпадает с равнодействующей усилий натяжения арматуры.

В верхней части силового лотка снаружи его предусмотрены желоба из трубы (полушарниры), в которые упираются съемные продольные борта, поворачивающиеся вокруг их осей перед поднятием бортов краном.

Съемные борта заканчиваются вверху обвязочными швеллерами, а внизу — трубой, шарнирно опирающейся на силовой элемент.
Форма рассчитана на усилие от натяжения арматуры 220 Т. Она весит 9,2 т, в том числе два продольных борта весят 3,9 от. Упоры сделаны в виде подковообразных траверс, в которые вварены захваты так, что отходы арматуры получаются минимальными. Траверсы крепятся к неразборной части формы болтами.

Форма очень экономна, отношение ее веса к весу формуемой в ней балки только 9,92:12,4=0,8. Невелики и габариты формы: в собранном виде ширина ее около 1 м.

Балки изготовляют по гибкой стендовой схеме. Вначале ставят и фиксируют опорные нижние закладные детали M-1 и лоткообразные каркасы нижней полки К-5, после чего укладывают в упоры нагретые заготовки напрягаемой арматуры. Затем ставят два вертикальных арматурных каркаса, каждый из которых состоит из трех элементов по длине. При этом один продольный борт уже установлен.
После заводки с торцов формы гнутых каркасов К-2, ставят второй продольный борт, фиксируя его в проектном положении, и закрепляют торцовые борта. К продольным бортам крепят навесные вибраторы и вставляют штыри для образования отверстий в стенке балки. Бетонную смесь укладывает портальный бетоноукладчик, движущийся по рельсам, уложенным на продольных стенках пропарочной камеры.

Все работы, кроме бетонирования, продолжаются около 2 ч, бетонирование — около 1 ч. Трудовые затраты, включая распалубку, снятие и установку крышек пропарочной камеры, составляют 9 чел.-час.

Одна из первых балок была испытана до разрушения. Ее изготовили 11 августа и испытали 27—28 августа 1962 г.

Начальные предварительные напряжения в арматуре колебались от 4335 до 5150 кГ/см2 при среднем значении 4915 кГ/см2. При передаче предварительных напряжений на бетон его прочность была 330 кГ/см2, а при испытаниях 380 кГ/см2.

Схема испытаний балки показана на рис. 5.13, на котором приведена также схема нагрузок, принятая в расчете балки. Размещение и величина грузов приняты такими, чтобы обеспечить при испытаниях одновременно расчетные изгибающие моменты в середине пролета и поперечные силы на опорах.

Нагрузка осуществлялась тремя домкратами и прикладывалась этапами с интервалами между ними 15—20 мин. При нормативной нагрузке, которой соответствуют Мн=199 T*м и Qн=45 Т, выдержка составляла 12 ч. Затем балку разгрузили и выдерживали без нагрузки 10 ч.

График зависимости прогибов от нагрузки приведен на рис. 5.14. При нормативной нагрузке после выдержки прогиб в середине пролета был 40 мм, или 1:442 пролета. Наибольший замеренный прогиб перед разрушением достигал 179 мм, или 1:98 пролета.

Первые трещины были зафиксированы при M=167 Т*м, т. е. при 0,83 Mн, с раскрытием 0,02—0,05 мм; при нормативной нагрузке наибольшее раскрытие трещин составило 0,07 мм. Первые косые трещины появились вблизи опор при M=259 Т*м, т. е. при моменте в середине пролета, превышающем момент от нормативной нагрузки в 1,3 раза. Вначале косые трещины раскрылись на 0,08 мм, а при М=281 Т*м — уже на 0,2 мм.

Разрушение балки при испытаниях произошло на расстоянии 1,8 м от середины пролета вследствие разрушения сжатой зоны бетона при Мразр=421,3 Т*м. Таким образом С=421,3/233,3=1,8 и Сн=421,3/199=2,12.

Индикаторы, установленные на выпусках напрягаемой арматуры так, что их ножки упирались в бетон торца балки, во время испытаний не работали, т. е. арматура не смещалась. Следовательно, наряду с полученными в опыте общими хорошими показателями балки, была доказана возможность попарного размещения напрягаемых стержней.

Стропильная балка пролетом 18 м с криволинейной верхней полкой. Применение электротермического натяжения термически упрочненной арматуры класса Aт-VI было исследовано в 1965 г. применительно к строительной балке марки БАЭ-18-4 (рис. 5.15). Такие балки с электротермическим натяжением стержневой арматуры класса A-IV изготовляют в большом количестве в Москве и других городах. Применение стали класса Aт-VI вместо A-IV дает в этом случае значительную экономию металла и существенную денежную экономию. Рабочая напрягаемая арматура принята 9 ? 14 Aт-VI, вместо применявшейся ранее 14 ? 14 A-IV. Экономия рабочей напрягаемой арматуры составляет 35,5%, или 110 кг на каждой балке.

В отличие от серийно выпускаемых балок марки БАЭ-18-4 балка с термически упрочненной арматурой класса Aт-VI обозначена БАЭТ-18-4. Балка имеет двутавровое сечение в пролете, переходящее в прямоугольное на опоре путем плавного скоса, обеспечивающего свободное укорочение при передаче предварительных напряжений на бетон, если балка формуется в положении «плашмя». Высота балки в середине — 2020 мм и на опорах — 800 мм. Ширина обеих полок по 200 мм. В стенке имеется 6 восьмигранных отверстий.

Марка бетона 350, прочность бетона при передаче на него предварительных напряжений не ниже 250 кГ/см2. Заданное начальное предварительное напряжение арматуры ?0=6500+500 кГ/см2. Верхняя полка балки армирована пространственными арматурными каркасами, стенка — прямоугольными сварными сетками.

Термическое упрочнение арматуры было выполнено на опытной установке московского завода ЖБИ № 5. В качестве исходной использовалась стержневая сталь марки 40С. Нагрев под закалку (920° С) и под отпуск (400° С) проводился электротоком. Заготовки напрягаемой арматуры длиной около 19 м выполнялись путем стыкования стержней и устройства концевых технологических анкеров в виде обжатых муфт и колец, как это было описано ранее. Нa устройство одного стыка затрачивалось 2—3 мин. Муфты длиной 70 мм для стыков и кольца шириной по 17 мм для технологических анкеров изготовлялись из толстостенной трубы, внутренним диаметром 16 мм и с толщиной стегни 8 мм. Усилие обжатия в губках было около 70 Т.

Опытную балку изготовили на московском заводе ЖБИ № 18 в силовых формах, используемых для серийного производства, по принятой на заводе технологии с электротермическим натяжением арматуры класса A-IV. Отличие заключалось только в более строгом контроле температуры нагрева при помощи термокарандаша: она не должна была превышать 400° С, т. е. быть выше температуры отпуска.

Испытания образцов термически упрочненной арматуры ? 14 Aт-VI показали, что их временное сопротивление разрыву в среднем равно 13 850 кГ/см2. После испытания из балки вырезали 7 образцов стыков и испытали их на разрыв. Во всех образцах арматура порвалась вне стыков при временном сопротивлении от 13 200 до 14200 кГ/см2.

Среднее значение начальных предварительных напряжений в балке составило 6410кГ/см2 при заданных напряжениях в отдельных стержнях 6500±500 кГ/см2. Минимальное среднее напряжение по девяти стержням с учетом эффекта группы

6500 — 500/?9 = 6333 кГ/см2.

что несколько меньше полученного.

Прочность бетона при передаче предварительных напряжений была 347 кГ/см2, а при испытаниях — 390 кГ/см2. Балка испытывалась в возрасте 25 суток.

Нагрузка на балку прилагалась в четырех местах домкратами ДГ-100 (рис. 5.16,а) и передавалась этапами по 3 Т в одном месте.

При нормативной нагрузке, которой соответствовали грузы по 12,2 T, выдержка составила 2 ч 30 мин. После этого нагрузка вновь поднималась.

Разрушилась балка по бетону сжатой зоны под грузом на расстоянии около 1,5 м от середины пролета, при усилии от каждого домкрата 29 T, а с учетом собственного веса и веса траверс — 30,9 Т. Разрушающий момент составил 330 Т*м, чему соответствуют С=30,9:16,7=1,85?1,6, и Сн=30,9:14,1=2,2.

График зависимости прогиба в середине пролета балки от нагрузки приведен на рис. 5.16,б. Прогиб при нормативной нагрузке, включая прогиб от собственного веса, составил 2,01 см, или 1:780 пролета, а после выдержки в течение 150 мин достиг 2,27 см, или 1:690 пролета. После выдержки в течение 90 мин нарастание прогибов практически прекратилось. Наибольший прогиб, замеренный после 9-го этапа, т. е. при нагрузке свыше 90% разрушающей, был равен 9,8 см, или 1:181 пролета.

Первые трещины с нижней полке балки появились на расстоянии 7 м от опоры при нормативной нагрузке с шириной раскрытия 0,05 мм. Максимальное раскрытие трещин, замененное при нагрузке, равной 80% разрушающей, было 0,35 мм. Косые трещины у опор появились при нагрузке 24,9 T от каждого домкрата, т.е. равной 1,76 нормативной.

Общий вид балки с трещинами после испытаний показан на рис. 5.16,в.

Представляет интерес сопоставление результатов описанных испытаний балки БАЭТ-18-4 с результатами ранее проведенных испытаний серийно изготовляемой балки БАЭ-18-4, приведенными в табл. 5.6, из которой видно, что данные испытаний этих двух балок очень близки между собой.

Момент трещиностойкости, высчитанный по фактическим данным и равный 155,5 T-ж, отличается от полученного из опыта 149 T*м только на 4,4%.

Испытания балки показали, что в этом случае можно применить электротермическое натяжение высокопрочной арматуры класса At-VI.
Стропильная балка для односкатной кровли пролетом 9 м разработана с использованием внутренних упоров для стержневой арматуры, напрягаемой электротермическим методом. Это позволило расположить напрягаемую арматуру в соответствии с эпюрой изгибающих моментов, разместив часть арматуры не по всей длине балки. Стержни натягиваются не по всей их длине, концевые участки не напрягаются.

Конструкция балки показана на рис. 5.17. Балка имеет двутавровое поперечное сечение в пролете и тавровое — на опоре. Боковые плоскости нижней полки скошены с учетом того, что в силовой форме имеется неразборная лотковая часть, образующая нижнюю полку балки. Толщина стенки балки 80 мм, в ее нижней части имеются отверстия для проводок и креплений, а в верхней — два отверстия для строповки. Строповка балки путем заведения в отверстия инвентарных тросовых петель оказалась возможной благодаря наличию двух откидных бортов в форме. Последнее обстоятельство позволило также сделать переход от уширенного торца к стенке балки сравнительно коротким, так как предварительные напряжения передаются на бетон после открытия бортов.

Бетон марки 300, прочность его при передаче предварительных напряжений — 225 кПсм2.

Рабочая арматура средней части балки состоит из 8 ? 16 A-IV. Четыре стержня имеют длину 8920 мм, т. е. проходят по всей длине балки, а остальные четыре на 3720 мм короче и не доходят до концов балки, размещаясь по ее длине в соответствии с эпюрой изгибающих моментов.

Анкеры устраиваются не на концах стержней, а на расстоянии 300—595 мм от них. Таким образом натягивается средняя часть стержня, а концы за анкерами не имеют начальных предварительных напряжений. Эти участки арматуры напрягаются при освобождении конструкций от упоров.

Ненапрягаемая арматура состоит из загнутой сварной сетки нижней полки балки, одного вертикального каркаса в стенке и П-образной сетки верхнего пояса. Всего для арматуры балки использовано 5 марко-диаметров стали: ? 16A-IV; ? 6,8 и 10 A-III и ? 5 B-I.

Балка БОЭ-9-3 разработана взамен ранее применявшейся балки таврового сечения без предварительного напряжения по серии ПK-01-115. Перед разработкой новой конструкции была сконструирована аналогичная балка БОЭ-9-3, но с арматурой, натягиваемой на внешние упоры. Показатели этих трех конструкций приведены в табл. 5.7.

Силовая форма для балки БОЭ-9-3 (рис. 5.18) может быть использована как при поточно-агрегатной, так и при стендовой схемах. Неразборная часть фермы, воспринимающая усилия натяжения шести нижних арматурных стержней, состоит из согнутого листа толщиной 16 мм, образующего лоток для нижней полки балки, и двух нижних продольных уголков 90х8 мм, соединенных с ним наклонными листами толщиной 5 мм.

Откидные продольные борта высотой по 600 мм — из согнутого листа толщиной 5 мм с приваренными к нему продольным швеллером вверху и уголком внизу. Откидные борта крепятся к нижней части формы на шарнирах.

Внутренние упоры с прорезями для напрягаемой арматуры сделаны поворотными. Они выполняются в сборе на прямоугольной стальной планке, крепящейся к форме так, что в тело бетона входит только небольшая серповидная часть, составляющая одно целое с рычагом упора, шарнирно закрепленным на планке. Для передачи предварительных напряжений на бетон вывинчивают стопорный винт и упор под влиянием натянутой арматуры слегка отклоняется. После этого хомут поворачивают, освобождая путь для поворота рычага, которым упор выводится из тела бетона.

На бортах находятся упоры для двух напрягаемых стержней верхнего ряда. Эти упоры поворотом рычагов выводятся из бетона до откидывания бортов. Затем борта поворачивают вокруг шарниров и выводят остальные упоры, находящиеся на лотковой части, образующей нижнюю полку балки. Для удобства размещения упоров, анкеры на арматурных стержнях не совпадают по вертикали.
Так как форма не имеет наружных упоров, торцовые борта сделаны откидными на, шарнирах без прорезей. Вес формы 3,78 т, или 1,3 веса формуемой в ней балки.

По результатам расчетов характерных сечений построены соответствующие эпюры, позволяющие судить об обеспечении прочности и трещиностойкости балки по длине и вычислить прогиб в середине пролета.

В расчете принято, что предварительное напряжение арматуры начинается на расстоянии 0,1 м за гранью упора в сторону, противоположную от напрягаемого участка арматуры. Например, если грань упора находится на расстоянии 1,685 м от торца балки или 1,685—0,135 = 1,55 м от опоры, принимается, что предварительные напряжения начинаются на расстоянии 1,45 м от опоры.

Длина участка арматуры за гранью упора принята 0,3 м. Это позволяет считать, что арматура принимает участие в несущей способности балки в том же сечении, в котором начинаются предварительные напряжения. За этим сечением остается 0,2 м, что достаточно для анкеровки, так как арматура имеет на концах конструктивные анкеры. Это относится к арматуре, заканчивающейся в пролете. Арматура, доходящая до концов балки, учитывается в расчете несущей способности балки по всей длине.

Величины изгибающих моментов приведены на эпюрах рис. 5.19.

Прогиб балки, определенный в результате подсчета момента в середине пролета от фиктивной нагрузки эпюрой кривизн, составляет 2,48 см, или 1:350 пролета, что меньше нормируемой величины 1:300.

Результаты расчетов приведены в табл. 5.8 и 5.9.

Подстропильная балка марки ПБЭ-18-2 характерна для часто применяемых подстропильных конструкций при шаге колонн 12 м и шаге стропильных балок или ферм 6 м. Номинальная длина балки 12 м, проектная длина 11,95 м. Балка имеет переменную высоту: в середине пролета 1700 мм и на опорах 600 мм (рис. 5.20).

Балка имеет в пролете тавровое сечение с полкой внизу. Ширина полки 700 мм, толщина на краях 150 мм и у стенки 200 мм.
Переход от опорных частей шириной 600 мм к стенке шириной 220 мм сделан на участке длиной 1000 мм, с уклоном 1:5,3. Постепенный переход сделан и от средних консолей к стенке. Рабочая растянутая арматура балки полностью напрягается, она расположена в нижней полке и состоит из 18?18 A-IV. 16 стержней из 18 размещены в виде восьми пар. В полке размещена сварная сетка из 05 В-1, загнутая с двух сторон так, что она охватывает напрягаемую арматуру.

Стенка балки переменной высоты армирована двумя вертикальными сварными каркасами трапецеидальной формы, которые могут быть изготовлены путем разрезания прямоугольного сварного каркаса. Арматура средней консоли представляет собой пространственный сварной каркас, собранный путем приварки шести поперечных стержней к пяти плоским сварным каркасам. Применение пространственного сварного арматурного каркаса сокращает длительность работ на форме (зарядки) и создает лучшие условия для правильной фиксации арматуры в силовой форме.

В опорной части балки имеются гнутые сварные каркасы, которые задвигают с торца формы. Нижние опорные закладные детали имеют длинные анкеры, проходящие почти на всю высоту балки в этом месте.

Заданное начальное предварительное напряжение арматуры 4400±500 кГ/см2.

Объем балки 4,6 м3, вес 11,5 т. Марка бетона 400, прочность бетона при передаче предварительных напряжений не меньше 280 кГ/см2.
Форма для подстропильной балки выполнена в виде силового лотка, включающего формообразующий элемент для нижней плоскости балки и упоры, и двух съемно-откидных бортов (рис. 5.21).

Траверса выполнена из двух горизонтальных стальных листов, между которыми вварены вертикальные листы, образующие упоры с вертикальными прорезями шириной по 20 мм. Траверса крепится к форме болтами. Форма рассчитана на усилие от натяжения арматуры 220 Т.

Форма весит 7,2 т, т. е. отношение веса формы к весу формуемого к ней изделия составляет 7,2:11,5=0,63.

Силовая форма стационарно расположена в секции напольной пропарочной камеры, по верхним бортам которой перемещается бетоноукладчик. Уплотняют бетон глубинными вибраторами.

Сборка арматуры начинается, когда нет бортов, которые фиксируют в проектном положении при помощи косых оттяжек со стяжными муфтами и штырей, образующих сквозные отверстия диаметром 32 мм в стенке балки.

Зарядка арматурой и сборка формы производятся тремя-четырьмя рабочими в течение 2—2,5 ч, а бетонирование — 30-60 мин.
Испытания подстропильной балки проводились при нагрузке, симметричной продольной оси балки, что воспроизводит опирание стропильных конструкций на обе консоли, и при одностороннем загружении, отвечающем условию работы подстропильных балок крайнего продольного ряда здания. Балки испытывали на силовой плите с опиранием на две шарнирные опоры: неподвижную и подвижную при пролете между осями опор 11,65м (рис. 5.22). В основном балка при испытаниях свободно опиралась па опоры, по при односторонней нагрузке, вызывающей кручение, опорные части балки закреплялись (схемы II и IV).

Балка была изготовлена 7 мая 1962 г. и испытана со 2 по 11 июня 1962 г. При испытании прочность бетона была 340 кГ/см2.
Предварительные напряжения, замеренные перед бетонированием во всех 18 напряженных стержнях, составили от 3990 до 5010 кГ/см2 при среднем значении 4600 кГ/см2; заданные предварительные напряжения ?0=4400±500 кГ/см2.

Нагрузка передавалась на средние консоли балки при помощи двух домкратов ДГ-100. При одностороннем загружении использовали один домкрат.

Испытание состояло из шести циклов: 0, I, II, III, IV и V. Вначале (цикл 0) исследовалось влияние собственного веса балки путем ее поддомкрачивания снизу. При этом оказалось, что прогиб в середине пролета от собственного веса балки составляет 3,8 мм. Выгиб балки от предварительного напряжения был около 9 мм.

В цикле I прикладывалась семью ступенями нормативная односторонняя нагрузка P1 = Р» = 44 T и P2 = 0. В цикле II нагрузку доводили до той же величины, но опоры были защемлены при помощи траверс, закрепленных в силовой плите. Цикл III заключался в приложении двусторонней нормативной нагрузки, т. е. P1 = P2 = 44 Т. При цикле IV односторонняя нагрузка доводилась до нормированной разрушающей нагрузки, т. е. до P1 = 1,4х1,15*44 = 71 T и P2 = 0. В последнем цикле V симметричная нагрузка увеличивалась до разрушения балки.

При двусторонней нагрузке, равной 1,15 нормативной, балку выдерживали 19 ч, после чего нагрузку снимали. Выдержка без нагрузки продолжалась 3 ч, так как к этому времени остаточные прогибы были меньше 1/3 замеренных при нормативной нагрузке.

Результаты испытаний показаны на рис. 5.23. При нормативной двусторонней нагрузке прогиб балки в середине пролета был 16,7 мм, а с учетом прогиба от собственного веса балки 16,7 + 3,8 = 20,5 мм, или 1:570 пролета. При выгибе балки 9 мм провис равен 20,5-9 = 11,5 мм, или 1:1010 пролета. При 19-часовом выдерживании под нагрузкой прогиб увеличился на 3,6 мм, причем нарастание прогиба прекратилось примерно через 4 ч. Наибольший замеренный прогиб при M = 459 T*м составил 60,9 мм, или 1:192 пролета.

При односторонней нормативной нагрузке трещин не было. Первая трещина в нижней зоне балки появилась при двусторонней нагрузке 62 Т, ее раскрытие было 0,05 мм. При нормативной двусторонней нагрузке наибольшее раскрытие нижних трещин было 0,12 мм. Максимальное раскрытие трещин при M = 413 Т*м было 0,65 мм.

Косые трещины у опор появились на IV цикле загружения, наибольшее раскрытие косых трещин при нормативном моменте Мн = 273 T*м было 0,2 мм, а при M = 413 T*м — 0,9 мм.

Во время одностороннего загружения наблюдалось кручение балки, которое при нормативной нагрузке привело к горизонтальному смещению верха балки в середине пролета на 38 мм. Никаких повреждений от односторонней нагрузки не было.

Разрушение балки наступило при двусторонней нагрузке 158 Т, т. е. при изгибающем моменте в середине пролета 477 T*м, включая влияние собственного веса балки. Причиной разрушения балки было разрушение бетона сжатой зоны. Коэффициент С = 477/323 = 1,47. Так как прогибы перед разрушением превышали прогиб от нормативной нагрузки больше, чем в 2 раза, то требуется, чтобы коэффициент С был не менее 1,4. Испытанная балка отвечает этому условию.

Следует отметить, что продольная арматура сжатой верхней зоны балки оказалась смещенной вниз на 3—10 см, что привело к отслоению верхнего слоя бетона над арматурой. Перед разрушением балка работала фактически с несколько меньшей высотой. При нормальном расположении верхней арматуры несущая способность балки оказалась бы еще выше.

Из испытаний можно, в частности, сделать вывод о том, что не нужно дополнительного армирования для восприятия кручения. Кроме того, изготовление балки должно быть организовано так, чтобы исключить возможность смещения верхней арматуры. Для этой цели следует использовать фиксаторы арматуры.

Подкрановые железобетонные балки являются одним из наиболее ответственных и сложных элементов производственных зданий.
Особенность новых подкрановых балок заключается в применении отогнутой арматуры, напрягаемой электротермическим методом.
Подкрановая балка БКЭ-12-6 предназначена для путей под кран среднего режима работы грузоподъемностью 30 T при пролете здания до 30 м.

Балка имеет двутавровое поперечное сечение высотой 1400 мм с шириной верхней полки 650 и нижней 340 мм (рис. 5.24). Высота верхней полки переменная: от 180 мм па краях до 200 мм в месте примыкания к стенке. Более крутой переход верхней полки к стенке неудобен по условиям устройства креплений для подкрановых путей, а более пологий усложняет конструкцию откидного (съемного) борта формы.

Переходная плоскость от нижней полки к стенке сделана с большим уклоном — 1,2:1, что позволяет извлекать балку вертикальным подъемом из формы с одним неподвижным бортом.

На концевых участках длиной но 200 мм балка имеет тавровую форму с шириной стенки, равной ширине нижней полки в пролете. Переход от толщины на опоре 340 мм до толщины стенки 140 мм сделан постепенным на длине 1000 мм, с уклоном 1:10.
Рабочая арматура балки — из стали класса A-IV марки 20ХГ2Ц, обладающей хорошей пластичностью и свариваемостью. Все стержни напрягаемой арматуры ?18 A-IV и расположены в виде 12 пар и три ряда по ширине и в четыре ряда по высоте. В каждой паре стержни вплотную примыкают друг к другу. Расстояния между осями пар по горизонтали 90 мм. В свету между напрягаемой арматурой остается зазор 50 мм, что позволяет применить крупный заполнитель фракции до 30 мм и свободно уложить и уплотнить бетонную смесь при формовании балки в рабочем положении.

Верхние три пары арматурных стержней среднего вертикального ряда отгибаются к опорам вверх с уклоном 1:6. В верхней полке балки расположены два напрягаемых стержня ?18 A-IV.

Каждый парный элемент напрягаемой арматуры образуется из 2 ?18 A-IV, сваренных между собой в местах устройства технологических анкеров и на расстоянии 150 мм от них. Анкеры сделаны в виде приваренных коротышей. На концах арматурных элементов предусмотрены спирали длиной по 450 мм, диаметром 50 мм, из проволоки ?3 мм, с шагом 30 нм.

Два вертикальных плоских сварных каркаса поставлены в стенке для работы на поперечную силу. Эти каркасы проходят в нижней полке между вертикальными рядами напрягаемой арматуры и устанавливаются после окончания укладки (натяжения) продольной арматуры.
Заданная величина начальных предварительных напряжений ?0 = 4500±600 кГ/см2.

Если завод располагает стержнями недостаточной длины, допускается их стыкование на стыкосварочной машине. При этом необходимо зачистить место стыка абразивом, так как наличие концентратора напряжений в месте стыка существенно снижает предел выносливости арматуры. В одном сечении балки допускается не больше двух стыков (25%), причем на среднем участке балки длиной 3 м их не должно быть.

Силовая форма для подкрановой балки БКЭ-12 (рис. 5.25) состоит из силовой неразборной части L-образного сечения, съемно-откидного борта и двух съемных торцовых бортов.

На продольный съемно-откидной борт (цельносварной, коробчатой конструкции) натягивается один из верхних арматурных стержней. Борт опирается па неподвижную часть формы через открытые сверху полушарниры. Подвижной борт крепится к неподвижному борту болтами, образующими отверстия в стейке балки, предусмотренные в проекте. Кроме того, в пяти местах по длине этот борт крепится к неподвижной части формы накидными крюками, присоединенными через стяжные муфты к кронштейнам на форме.

К торцам глухого борта прикреплены щелевые упоры для крепления напрягаемой арматуры. Упоры для отогнутой напрягаемой арматуры расположены уступами, что позволяет применить для всей напрягаемой арматуры — прямой и отогнутой — одинаковые прямые заготовки.

Огибаемые упоры выполнены в виде штырей клиновидного очертания, которые извлекаются из затвердевшего бетона при помощи винта с тяговым усилием 10 Т. В нижней части клина имеется выточка радиусом 250 мм, фиксирующая положение и радиус закругления отгибаемых стержней.

Для фиксации закладных деталей крепления подкрановых путей на форме с наружной стороны бортов приварена гайка, в которую перед бетонированием ввинчивают шпильку с надетой на нее трубкой закладной детали. Под трубку подкладывают резиновую шайбу, наклон нижней поверхности которой совпадает с нижней наклонной плоскостью верхнего пояса балки.

Подкрановые балки изготовляют на московском заводе ЖБИ № 18 по поточно-агрегатной схеме. Работы выполняет бригада (звено) из четырех человек.

После того как краном из пропарочной камеры доставлена форма с готовым изделием и установлена на посту распалубки и зарядки, рабочие отвертывают 8 гаек с болтов, прикрепляющих съемный борт к неподвижному. После этого освобождают от крепежных болтов торцовые борта, с помощью электродов перерезают напрягаемый стержень, натянутый на продольный съемный борт, и, поворачивая пять стяжных муфт, откидывают его. Затем борт снимают краном и ставят на место, где его чистят и смазывают.

Следующей операцией является выпрессовка шести огибаемых упоров, перерезание всех остальных напрягаемых стержней и снятие готовой балки краном с формы. Выемки, оставшиеся в балке от огибаемых упоров, заполняют раствором и подают балку для осмотра и перевозки на склад готовой продукции завода. Освободившуюся форму очищают и смазывают, затем снова выдвигают огибаемые упоры в рабочее положение.

Установка арматуры в форму начинается с фиксации нижних опорных закладных деталей и укладки сварной отогнутой сетки, охватывающей нижнюю полку балки. Нагрев двух стержней до требуемой температуры -400°С продолжается 4—5 мин, после чего стержни укладывают в прорези упоров, ближайшие к неподвижному борту. Когда в первую прорезь уложены все 4 пары стержней, ставят первый ряд вертикальных каркасов. Вслед за этим укладывают нижнюю пару прямых напрягаемых стержней среднего по ширине ряда и переходят к нагреву и укладке отогнутой напрягаемой арматуры, которую укладывают так, чтобы каждый стержень обогнул соответствующие два упора.

Затем ставят второй вертикальный сварной каркас, укладывают нагретые заготовки последнего вертикального ряда и одиночные арматурные стержни. После этого краном устанавливают на место съемный борт и закрепляют его в проектном положении. Далее кладут нижнюю сетку верхней полки и верхние напрягаемые стержни, а на них — верхнюю отогнутую сетку верхней полки. После установки верхних закладных деталей и строповочных петель и закрепления торцовых бортов форма готова к бетонированию. Ее осматривает мастер ОТК, который должен разрешить бетонирование, сделав о том запись в журнале.

Форму ставят краном на виброплощадку и при помощи портального бетоноукладчика заполняют бетонной смесью.
Состав бетона (примерный) марки 500 такой: цемент марки 500— 600—550 кг/м3; песок классифицированный — 650 кг/м3, щебень гранитный или смесь гранитного щебня с дробленым гравием — 980 кг/м3, вода — 200 л. Укладка и уплотнение бетона, включая заглаживание верхней поверхности, продолжаются 30—40 мин.

После бетонирования форма подается в пропарочную камеру ямного типа, в которой находится 15—16 ч; в них входят 2 ч выдержки, 4—5 ч подъема температуры до 75—85° С, прогрев при этой температуре 5—6 ч и остывание 3 ч.

Были испытаны две балки, первая — статической нагрузкой до разрушения, а вторая — пульсирующей нагрузкой в сочетании со статическими испытаниями.

При изготовлении первой балки фактические предварительные напряжении арматуры замеряли не при натяжении, а при ее перерезании, для чего на участках арматуры вне габаритов балки были поставлены индикаторы часового типа на базе 300 мм. Перед перерезкой арматуру вне базы измерения разогревали до полного снятия напряжений. Средние предварительные напряжения по 19 замерам оказались равными 4640 кГ /см2 при заданных 4500 кГ/см2.

Прочность бетона была: при передаче предварительных напряжений нa бетон — 420 кГ/см2, при испытаниях — 473 кГ/см2. Верхних трещин в балке не было. Выгиб в середине пролета составил 8 мм, что было определено нивелированием. Выгиб замеряли, исключив влияние собственного веса балки путем поддомкрачивания снизу.

Балку испытывали с 18 по 22 сентября 1962 г. на силовой плите как свободно лежащую на двух опорах: шарнирно неподвижной и шарнирно подвижной. Пролет балки при испытании был равен расчетному, т. е. 11,75 м.

Испытания первой подкрановой балки проводили последовательно по двум схемам (рис. 5.26). Первая схема позволяла получить одновременно разрушающий момент в середине пролета и поперечную силу па опоре, соответствующие разрушающим по расчету. Такое загружение менее выгодно, чем при эксплуатации балки, во время которой одновременное действие наибольшего изгибающего момента с наибольшей поперечной силой не может иметь места по условиям размещения катков крана па балке.

Нормативной нагрузке соответствовал и испытательные грузы по 50 T, т. е. общая нагрузка 200 Т, кроме собственного веса балки. Нормативная испытательная нагрузка передавалась шестью этапами сверх собственного веса балки: до 36, 72, 108, 144, 180 и 200 Т. Загружение балки при испытаниях сверх нормативной нагрузки проводилось этапами по 10—30 Т.

Нагрузка осуществлялась четырьмя 100-т гидравлическими домкратами ДГ-100 с ручными насосными станциями. Каждый домкрат через траверсу и две тяги закреплялся в силовой плите.

По первой схеме испытаний нагрузка вначале была доведена до 180 T сверх собственного веса, после чего балка была разгружена и затем вновь нагружена до 200 Т, т. е. до нормативной нагрузки. Под нормативной нагрузкой выдержка составила 12 ч. Затем балку разгрузили и после 10-ч выдержки вновь нагрузили до общей нагрузки 400 T, что вместе с собственным весом превысило нормативную нагрузку в 1,93 раза и превзошло таким образом разрушающую по расчету. Изгибающий момент в середине пролета составил при этом 506 Т*м, балка не разрушилась и была разгружена.

На следующий день, после 19-ч выдержки без нагрузки, балку испытали по второй схеме загружения до разрушения, которое наступило при изгибающем моменте в середине пролета 706 T*м. Балка разрушилась в результате исчерпания несущей способности сжатой зоны бетона в зоне максимальных изгибающих моментов. Фактическая разрушающая нагрузка превысила расчетную в 2,31 раза и нормативную в 2,71 раза.

При загружении балки четырьмя грузами по 50 T, соответствующими нормативной нагрузке, прогиб в середине пролета с учетом прогиба от собственного веса балки составил 16 мм, или 1:735 пролета. За 12 ч выдержки под этой нагрузкой прогиб увеличился на 1,3 мм, или на 8,1%, причем увеличение прогиба наблюдалось только в течение первых 1,5 ч. После разгрузки остаточный прогиб был 2,5 мм, в течение 10-ч выдержки без нагрузки он снизился до 1,9 мм.

При повторном загружении прогиб в середине пролета при нормативной нагрузке был 15,6 мм, а вместе с остаточным от первого загружения — 17,5 мм. При нагрузке, образованной четырьмя силами по P = 100 Т, прогиб достиг 57,8 мм.

Это была максимальная нагрузка по схеме загружения I, после чего перешли на загружение по схеме II, дающей большие изгибающие моменты. Это третье загружение дало прогиб в середине пролета при нормативном изгибающем моменте в середине пролета 22,8 мм. Наибольший прогиб, замеренный перед разрушением но этой схеме при каждом грузе P = 80 Т, составил 63 мм, или 1:187 пролета. На рис. 5.27 приведены графики зависимости прогибов от нагрузки для обеих схем загружения. Крайние линии показывают прогибы, замеренные с двух сторон сечения в середине пролета, а линия между ними — средние прогибы.

При нормативной нагрузке были обнаружены три первые трещины с раскрытием 0,017 мм. При расчетной нагрузке нижние трещины имели ширину до 0,1 мм и длину 30—40 см. При этом на приопорных участках появились косые трещины с раскрытием 0,05 мм. Разрушающая нагрузка оказалась выше расчетной в 2,9 раза. Разрушающая нагрузка, определенная по фактическим характеристикам бетона и арматуры, отличается от полученной из опыта всего на 4,4%.

Приращения напряжений в арматуре в местах ее перегиба были больше приращений напряжений на прямых участках. При моменте, соответствующем нормативной нагрузке, в местах перегиба было 1600 кГ/см2, а на прямом участке 1000 кГ/см2. При расчетной нагрузке соответственно 2000 и 1300 кГ/см2.

При изгибающем моменте 550 Т*м, т. е. близком к разрушению, приращение напряжений на прямых участках было около 5000 кГ/см2. Следовательно, при разрушении исчерпалась несущая способность не только бетона, но и арматуры.

Вторая опытная балка, изготовленная 20 сентября 1962 г., была испытана пульсирующей нагрузкой при помощи гидравлической установки системы инж. Н.Е. Блинова с частотой колебаний 1 гц. Максимальная нагрузка при пульсационных испытаниях была принята соответствующей нормативной от одного крана и создавалась двумя грузами, каждый из которых равен давлению колеса крана, умноженному на коэффициент динамичности 1,4, т. е. P = 34,4*1,4 = 41,5 Т. Минимальная нагрузка составляла P=10 Т.

Вначале балка была испытана при статической нагрузке, соответствующей моменту от нормативной нагрузки двумя кранами. Нагрузка при этом осуществлялась шестью этапами с выдержкой на каждом, этапе 15—20 мин.

Кроме того, статические испытания проводились еще 7 раз после разных этапов испытаний пульсирующей нагрузкой (0, 50, 400, 500, 1100, 1700 и 2000 тыс. циклов). Во время статических испытаний на каждом этапе нагрузки замеряли прогибы, деформации сжатого и растянутого бетона и наблюдали за появлением и раскрытием трещин.

После 500 000 циклов загружений испытания были прерваны по техническим причинам. В дальнейшем установка работала бесперебойно по 14 ч в сутки.

Прогиб балки при нормативной нагрузке после 2 млн. циклов загружения составил 19,7 мм, что меньше 1:600 пролета. Ширина раскрытия трещин не превышала 0,1 мм. На участках балки, расположенных между опорой и грузом, к концу испытаний появились косые трещины. В конце испытаний их раскрытие не превышало 0,05 мм.

На рис. 5.28 показан график прогибов в середине пролета балки при нормативной нагрузке в зависимости от числа циклов загружения, приложенных до статических испытаний. По мере увеличения количества циклов загружения прогиб в середине пролета при статическом действии нормативной нагрузки возрастает.

В наших испытаниях увеличение прогиба достигло 1,97-1,42/1,42 * 100% = 39%. Рост прогибов явился следствием раскрытия трещин и появления новых трещин.

По этим же причинам, несмотря на постоянство минимальной и максимальной нагрузок при пульсационных испытаниях изменялся коэффициент ? = ?аmin:?amax. По данным расчета, в начале испытаний ? = 0,89, а в конце — 0,79. Из опыта получено ? = 0,77. В условиях эксплуатации ? = 0,86.

Результаты конструктивной разработки и данные более чем пятилетнего опыта производства, а также проведенных испытаний свидетельствуют о хорошем качестве подкрановых балок с электротермическим натяжением прямой и отогнутой арматуры.

Подкрановые балки длиной 6 м разработаны для третьей и четвертой нагрузок. Балки для третьей нагрузки в свою очередь делятся на два типа: балки БК.Э-6-За под краны грузоподъемностью 20 T при пролете здания 24 м и БКЭ-6-3 под краны 20 T при пролете 30 м. Балки под четвертую нагрузку БКЭ-6-4 пригодны при кранах грузоподъемностью 30 T и пролете до 30 м.

Балки всех типов имеют одинаковые размеры и очертание, объем одной балки 1,71 м3. Марка бетона 400, прочность бетона при передаче предварительных напряжений — 280 кГ/см2. Каждый тип балки имеет три марки, отличающиеся в основном закладными деталями и предназначенные для разного положения по длине цеха: С. средние, К — крайние и T — у температурного шва.

Ребро балки прямоугольное, так как изготовляют ее в форме с одним неподвижным бортом и одним откидным (съемным) и нет нужды в устройстве ребра переменного сечения. Нижние грани верхней полки выполнены с уклоном, позволяющим откидывать борта формы (рис. 5.29).

В ребре балки сделаны четыре сквозных отверстия диаметром 25 мм для крепления троллей. Эти отверстия образуются штырями и не имеют закладной трубки.

Рассмотрим армирование характерного типа балки, например, БКЭ-6-3. Нижняя напрягаемая арматура в середине пролета состоит из 8 ? 18 A-IV. В нижнем ряду, отстоящем на 60 мм от низа балки, размещены прямые стержни в виде двух пар. Во втором и третьем рядах предусмотрена отгибаемая напрягаемая арматура из отдельных стержней по два в каждом ряду. Верхняя напрягаемая арматура из 2 ? 14 A-IV.

Все стержни натягиваются электротермическим методом на внутренние упоры формы; упорные поверхности анкеров арматуры расположены на расстоянии 595 мм от одного из концов и около 250 мм от другого. Таким образом, концевые участки арматуры не напрягаются. Разная длина ненапрягаемых участков позволяет путем зеркального размещения стержней использовать одинаковые заготовки при смещенном расположении внутренних упоров на силовых формах.

Все заготовки нижних напрягаемых стержней прямолинейны и одинаковы, что достигается соответствующим размещением упоров на форме. Такие же размеры по длине имеют заготовки верхней напрягаемой арматуры.

Ненапрягаемая арматура ребра выполнена в виде двух вертикальных сварных каркасов, каждый из которых загнут внизу. Один из этих каркасов ставится со стороны неподвижного борта формы до укладки нагретой напрягаемой арматуры, а второй — со стороны откидного борта после ее укладки. Верхняя полка армируется двумя сварными сетками, образующими замкнутый контур.

Всего для балки, не считая закладных деталей, используется 6 разных марок и диаметров арматуры (? 14 и 18 A-IV, ? 6,8 и 10 A-III и ? 18 A-I), 138 заготовок семи типов и 18 арматурных изделий шести типов.

В связи с тем что предварительное напряжение арматуры балки осуществляется не по всей ее длине и не по всей длине арматуры и, кроме того, часть напрягаемой арматуры имеет отгибы, должна быть проверена трещиностойкость не только наиболее напряженного среднего сечения, но и других сечений по длине балки. Переменное предварительное напряжение по длине должно быть учтено также при определении выгиба балки под влиянием предварительного напряжения. На рис. 5.30 приведены эпюры трещиностойкости балки и выгибающих моментов, построенные по результатам расчета характерных сечений.

Применение внутренних упоров и отогнутой арматуры в подкрановых балках описанной конструкции позволяет существенно снизить расход металла для арматуры. По сравнению с типовыми подкрановыми балками по серии КЭ-01-50, вып. 1, достигается экономия 58,4 кг при третьей нагрузке и 99,2 кг при четвертой, или 18 и 22% общего расхода металла. Основная экономия получена в результате снижения расхода ненапрягаемой арматуры, благодаря наличию косых участков напрягаемой арматуры у опор и исключению отходов напрягаемой арматуры, выступающей за пределы габаритов изделия. Данные о расходе металла на подкрановые балки приведены в табл. 5.10.

Расход металла на подкрановые балки новой конструкции с напрягаемой арматурой из стали класса A-IV при наличии отгибов и внутренних упоров почти не отличается от такового для балок с напрягаемой арматурой из высокопрочной проволоки по серии КЭ-01-50, вып. 1 (261 и 263,7 кг для нагрузки 3;342 и 347,4 кг для нагрузки 4).

Силовая форма для подкрановой балки БКЭ-6-3 состоит из неразъемной части, одного откидного продольного борта и двух откидных торцовых бортов.

Неразъемная часть формы представляет собой цельносварную конструкцию в виде поддона с бортом.

Основной несущей конструкцией, воспринимающей усилия натяжения арматуры, являются два продольных борта: откидной и глухой.
В продольных бортах установлены упоры и огибаемые штыри для напрягаемой арматуры. Огибаемые штыри на глухом борту выдвигаются при помощи винтов по типу описанных выше для формы подкрановой балки БКЭ-12-8. На откидном борту огибаемые штыри закреплены неподвижно и извлекаются из бетона при откидывании борта.

Вилочные упоры для напрягаемой арматуры — секторного типа. Они размещены также на продольных бортах. Форма весит 6 т, подкрановая балка — 4,3 т, т. е. весовой коэффициент формы 1,4.

Преднапряженная сталебетонная балка

Изобретение относится к области строительства и может быть использовано в качестве балок перекрытий жилых и общественных зданий.

Известно сталебетонная преднапряженная балка, включающая стальные двутавровые профили, анкерные стержни, преднапряженную гибкую арматуру с обоих сторон профиля и бетон заполнения (см. патент на полезную модель №155802 Е04С 3/294, 2015).

Недостатком сталебетонной преднапряженной балки является невозможность равномерного распределения усилий преднапряжения. Это приводит к перегрузке одной ветви системы преднапряжения относительно другой и снижает как общую несущую способность балки, так и надежную работу системы преднапряжения.

Известна сталежелезобетонная преднапряженная балка включающая стальные профили образующие двутавровое сечение, анкерные стержни, преднапряженную гибкую арматуру, у которой в торцах стального профиля установлены с возможностью поворота для регулирования усилий преднапряжения уголковые коротыши (см. патент на полезную модель №165473 Е04с 3/294, опуб. в бюл. №29 20.10.2016 г.).

Недостатками сталежелезобетонной преднапряженной балки являются ослабление сечения стенки балки вырезом для размещения уголкового коротыша, слабая несущая способность опорной зоны балки из-за отсутствия опорных ребер.

Наиболее близкой является преднапряженная стальная обетонированная балка включающая стальные двутавровые профили, имеющие анкерные элементы, продольные арматурные стержни и бетон заполнения у которой в торцевой части балки установлены несколько стальных пластин с возможностью поворота.

Недостатками преднапряженной балки являются трудоемкость выполнения опорных ребер, ослабление выравнивания усилий преднапряжения в спаренных арматурных стержнях после обетонирования, уменьшение усилий преднапряжения в расчетном нормальном сечении (по мере удаления от торца балки) по которому определяется несущая способность преднапряженной балки от эксплуатационной нагрузки.

Изобретение направлено на повышение общей несущей способности сталебетонной балки за счет сохранения выравнивания усилий в ветвях преднапряженной арматуры путем размещения продольной арматуры в неметаллических толстостенных трубках.

Результат достигается тем, что в сталебетонной балке, включающей стальной профиль цельного или составного двутаврового сечения, имеющей продольные преднапряженные арматурные стержни и бетон замоноличивания, согласно изобретению в торцевой части балки установлено «коромысло» из стального швеллера переменного сечения, в котором с обоих концов натяжным узлом закреплены концы продольных арматурных стержней, при этом для центрирования «коромысла» в его стенках выполнена выемка, а арматурные стержни заключены в неметаллические толстостенные трубки. В торцевой части установлено опорное и дополнительное ребра, которые соединены со стальным профилем балки посредством сварки.

На фиг. 1 изображена преднапряженная сталебетонная балка, состоящая из двутаврового профиля цельного или составного сечения со снятыми торцевыми и боковыми ребрами, продольной арматуры и бетона замоноличивания; на фиг. 2 — вид «А» торцевой части «коромысла»; на фиг. 3 — аксонометрия опорной части балки в собранном виде.

Преднапряженная сталебетонная балка включает стальной профиль 1 и бетон замоноличивания 2. В концевой части балки установлен узел крепления «5» арматуры 3 к «коромыслу» 4, в котором натяжным узлом 5 закреплены концы продольных арматурных стержней 3. Для центрирования поворотного «коромысла» 4, оно в средней части стенки имеет выемки 6. Для изоляции от бетона 2 продольные стержни 3 пропущены через неметаллические трубы 7. Для усиления опорной части балки 1, в пределах опоры установлено дополнительное ребро 8, приваренное сваркой к стенке и полкам профиля 1, соединено на сварке с дополнительным ребром 9. Для свободного поворота «коромысла» 4 при несимметричных нагрузках между торцом трубки 7 и «коромыслом» 4 оставлен зазор «А» 12.

В заводских условиях сначала на концах арматурных стержней 3 нарезают резьбу, изготавливают «коромысло» 4, на ребрах 8 выполняют отверстия под арматурные стержни 3, приваривают ребра 9. Концы продольных стержней 3, снабженные резьбой под гайку натяжного узла 4 пропускают через трубки 7 отверстия ребер 8 и «коромысла» 4 (фиг. 1), надевают гайку 5 и затягивают гибкие продольные стержни 3, создавая преднапряжение. После подготовительных процедур производят замоноличивание бетоном 2 боковых полостей цельного (фиг. 1) или составного двутавра. Приваривают торцевое 10, боковое ребро 11 к стальному профилю 1.

Такое саморегулируемое выполнение преднапряжения продольной гибкой арматуры позволяет равномерно распределить усилия преднапряжения, исключает перегрузку отдельных ветвей при несимметричных эксплуатационных нагрузках за счет изоляции продольных арматурных стержней от контакта с бетоном, повышает жесткость и общую несущую способность балки и надежность работы системы преднапряжения, а также уменьшает материалоемкость составной балки.

Преднапряженная составная деревянная балка

Изобретение относится к области строительства, в частности к балкам перекрытий и покрытий зданий. Технический результат заключается в увеличение прочности. Преднапряженная составная деревянная балка включает склеенный пакет досок, монолитный вкладыш, анкерные стержни и продольные предварительно напряженные стержни. Монолитный вкладыш высотой не менее высоты сжатой зоны сечения балки принят с расчетным сопротивлением, превышающим аналогичный параметр древесины в три и более раза, к ссуженному торцу которого оперты с возможностью поворота в своей середине пластины из пружинистого материала через деформируемую подкладку, а к концам пластины присоединены преднапряженные стержни. 1 з.п. ф-лы, 4 ил.

 

Изобретение относится к области строительства и может быть использована в качестве балок перекрытий жилых и общественных зданий.

Известна деревянная балка, включающая склеенный пакет досок, обоймы по концам балки, предварительно напряженную арматуру (см. а/с СССР №339649, Е04С 3/18, 1970, опубл. в бюл. №17, 24.05.1972).

Недостатками преднапряженной деревянной балки являются: трудоемкость изготовления, малая эффективность преднапряжения. Сначала надо изготовить балки обоймы с проволочной арматурой, кожух для проволочной арматуры, затем смонтировать обоймы с арматурой и кожух. Продольные преднапряженные стержни, расположенные в нижней зоне поперечного сечения балки, используются неэффективно, балка обладает малой несущей способностью.

Известна деревянная преднапряженная балка включающая балку с закрепленной на ней гибкой арматурой и натяжным устройством в виде стяжных болтов (см. патент Франции №2046397 21/00, 1970).

Недостатками деревянной преднапряженной балки являются затрудненность регулировки напряжения в арматуре, сложность натяжных устройств.

Наиболее близкой является преднапряженная деревянная балка, включающая склеенный пакет досок, обоймы на концах балки и предварительно напряженную арматуру (см. а/с СССР №1244259 Е04 3/18, опубл. в бюл. №26 от 15.07.1986 г.).

Недостатками преднапряженной деревянной балки являются: слабая несущая способность сжатой зоны балки, крепежные элементы преднапряженных гибких стержней громоздки, слабая несущая способность опорной зоны балки из-за ее ослабления громоздким дерелаксационным натяжным узлом.

Изобретение направлено на повышение общей несущей способности деревянной балки за счет усиления сжатой зоны, сохранения опорной зоны балки при увеличении эффекта преднапряжения от продольных стержней.

Результат достигается тем, что в деревянной балке, включающей склеенный пакет досок, монолитный вкладыш, имеющая продольные преднапряженные арматурные стержни, согласно изобретению в торцевой части балки установлены пластины с деформируемой прокладкой и из пружинистого материала, к которым закреплены концы продольных арматурных стержней, при этом пластина в своей середине опирается на ссуженный торец вкладыша.

Результат достигается также тем, что вкладыш выполнен из монолитного древесного пластика или из полимербетона и соединен со слоями балки посредством анкеров, расположенных с переменным шагом, а продольные стержни преднапряжены по дуге их провисания, кривизна которых обеспечивается горизонтальными стержнями размещенными по огибающей эпюры моментов.

На фиг. 1 изображена преднапряженная составная деревянная балка, состоящая из пакета досок, поперечных пластин, вкладыша, анкеров и ветвей преднапряженных стержней; на фиг. 2 — вид сверху составной деревянной балки; на фиг. 3, 4 — сечения А-А, Б-Б балки (фиг. 1).

Преднапряженная составная деревянная балка включает пакет досок 1, вертикальные анкера 3, поперечные стержни 4, ветви продольные стержней 5 и 6, монолитный вкладыш 2, пластины 7. Поперечные стержни 4 размещены по огибающей эпюры моментов. На концах ветвей продольных стержней 5 и 6 нарезана резьба под гайки 8, размещены пластины 7 из пружинистого материала с подкладкой 9. На пластинах 7 выполнены отверстия под ветви продольных арматурных стержней 5 и 6, через которые они натянуты гайкой 8.

В заводских условиях сначала подготавливают доски с заранее намеченными отверстиями под продольные арматурные стержни 5 и 6, выполняют склеивание досок 1, делают отверстия и вставляют на клею поперечные стержни 4. На концах ветвей стержней 5 и 6 нарезают резьбу, пропускают продольные стержни 5 и 6 через отверстия пакета досок 1. На поперечных торцевых пластинах 7 из пружинистого материала (например, сталь, текстолит) делают отверстия под ветви продольных стержней 5 и 6, надевают поперечные пластины 7 на ветви стержней 5 и 6 с обоих концов балки натяжители — гайки 8. После подготовительных процедур производят замоноличивание вкладыша древесным пластиком (фиг. 1) или фибробетоном, полимербетоном. Затем после приобретения монолитного вкладыша гостированной прочности натягивают гибкие продольные стержни 5 и 6, создавая гайкой 8 преднапряжение (фиг. 1).

Опирание торцевой пластины 7 по своей середине на ссуженные торцы вкладыш 2 и наличие деформируемой подкладкой 9 обеспечивает выравнивание усилий преднапряжения в ветвях арматуры 5, 6. Пружинистость материала пластины 7 придает дерелаксационные свойства натяжному узлу.

Создание преднапряжения ветвей продольной гибкой арматуры и наличие вкладыша увеличивает жесткость и несущую способность составной деревянной балки, по нормальному и по наклонному сечениям, благодаря расположению продольных арматур по дуге ее провисания и использования пластины с дерелаксационными свойствами.

Собранная преднапряженная составная деревянная балка обладает повышенной жесткостью, несущей способностью и надежностью, а также уменьшенной материалоемкостью.

1. Преднапряженная составная деревянная балка, включающая склеенный пакет досок, монолитный вкладыш, анкерные стержни и продольные предварительно напряженные стержни, отличающаяся тем, что монолитный вкладыш высотой не менее высоты сжатой зоны сечения балки принят с расчетным сопротивлением, превышающим аналогичный параметр древесины в три и более раза, к суженному торцу которого оперты с возможностью поворота в своей середине пластины из пружинистого материала через деформируемую подкладку, а к концам пластины присоединены преднапряженные стержни.

2. Преднапряженная составная деревянная балка по п. 1, отличающаяся тем, что поперечные стержни размещены по огибающей эпюры моментов, а вкладыш соединен с пакетом досок вертикальными анкерами, расположенными с переменным шагом, уменьшающимся к опорам балки.

Напряженное состояние преднапряженных сталежелезобетонных балок от действия эксплуатационных нагрузок Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 624.012.35/45

Замалиев Ф.С. — кандидат технических наук, доцент

E-mail: [email protected]

Казанский государственный архитектурно-строительный университет

Адрес организации: 420043, Россия, г. Казань, ул. Зелёная, д. 1

К оценке напряженного состояния преднапряженных сталежелезобетонных балок

Аннотация

Постановка задачи. Целью работы являлась разработка методики оценки напряженного состояния сталежелезобетонных преднапряженных балок с учетом потерь преднапряжения и длительных процессов.

Результаты. Для двух вариантов конструктивного выполнения преднапряжения балки составного сечения, рассматривая начальное преднапряжение только профиля, а также обжатие бетона и стального профиля от усилий преднапряженнной арматуры и потерь со временем, получены новые выражения описывающие напряженное состояние сталежелезобетонной балки, а также потерь из-за ползучести и усадки бетона.

Выводы. Разработана методика оценки напряженного состояния преднапряженных сталежелезобетонных балок при действии эксплуатационных нагрузок. Записаны формулы напряжений в бетоне, в стальном профиле от эксплуатационных нагрузок с учетом усилий преднапряжения. Определены потери предварительного напряжения в напрягаемой арматуре, в бетоне из-за его ползучести и усадки.

Ключевые слова: преднапряженная сталежелезобетонная балка, эксплуатационная нагрузка, потери напряжений, деформации, ползучесть, усадка бетона.

Эффект преднапряжения строительных конструкций давно занимает умы инженеров и исследователей. Оно достойное применение нашло в железобетонных и металлических конструкциях [1-3], использовали преднапряжения как в балках, плитах, так и в фермах. В нашей стране вопрос применения предварительно напряженной арматуры в железобетоне был принят в 1928 г., впервые индустриально было использовано в 1936 г. при изготовлении опор канатной сети закавказских железных дорог [2]. В металлических конструкциях преднапряжение [1] уменьшает деформативность и позволяет экономить металл, в железобетоне позволяет избавиться от ряда основных его недостатков: обеспечивает жесткость, трещиностойкость, снижает вес и как следствие повышает экономичность, возможность рационального использования высокопрочной арматуры. В сталежелезобетонных конструкциях преднапряжение пока не столь распространенное явление, видимо, сказывается недавнее их начало интенсивного применения в гражданских и промышленных зданиях (50-е годы прошлого столетия в перекрытиях). Хотя, известно использование преднапряженных балок сталежелезобетонного сечения в Великобритании при строительстве виадуков и пешеходных мостов [2]. У нас в стране имеются новые технические решения в виде патентов преднапряженных сталежелезобетонных балок [11-13]. Применение преднапряжения в сталежелезобетонных конструкциях по сравнению с известными преднапряженными металлическими и железобетонными балками приводит к ряду преимуществ: исчезают «висячие» часто за пределами сечения металлической балки затяжки, а по сравнению с железобетонными балками упрощаются анкерующие узлы затяжек в торцах балки, т.к. они размещаются в опорных элементах самой металлической балки. Труды исследователей по сталежелезобетонным конструкциям в основном посвящены выявлению действительного напряженно-деформированного состояния и использованию работы материалов (бетона и стали) в упругой и упругопластической стадиях [4-11].

Выявлению напряженного состояния металлических преднапряженных мостовых пролетов, балок и ферм покрытий промышленных и гражданских зданий [1, 2], железобетонных преднапряженных мостовых конструкций, гидротехнических и промышленных зданий, а также гражданских [3] посвящено значительное количество работ. Оценке напряженного состояния преднапряженных сталежелезобетонных балок от действия эксплуатационных нагрузок с учетом потерь от усадки и ползучести бетона посвящена данная статья.

Расчет предварительно напряженных конструкций требует определения напряженно-деформированного состояния, как от внешних воздействий, так и от предварительных воздействий и внутреннего напряженно-деформированного состояния (в первую очередь от усадки бетона). При выявлении действительного напряженно-деформированного состояния уже необходимо учитывать изменения свойств бетона во времени (ползучесть и длительный характер усадки).

Умение правильно учитывать деформативность применяемых материалов при проектировании особенно составных конструкций является совершенно необходимым для создания экономичных и надежных в эксплуатации конструкций.

При изготовлении преднапряженных железобетонных балок в основном применяют натяжение арматуры на упоры или на бетон. В сталежелезобетонных конструкциях, благодаря наличию в составе сечения жесткого стального профиля, натяжение арматуры производят на сам профиль [11-13], т.е. образуется стальная преднапряженная балка, затем бетонируются боковые полости, после приобретения бетоном гостированной прочности, отпуская натяжение арматуры, обжимается бетон.

Образование составной балки, возможно, путем обетонирования преднапряженной стальной балки [11-13]. Тогда составная балка на действие эксплуатационных нагрузок будет работать аналогично железобетонному сечению с жесткой арматурой [3], но с той разницей, что в сечении наряду с внутренними усилиями от эксплуатационных нагрузок будет присутствовать внутренняя сила затяжки КН. От действия силы N стальная балка (до её обетонирования) подвергается внецентренному сжатию, вызывающему, в верхнем поясе балки, растяжение1:

‘ У. ЫН у. ЫНк ст в =+ и Н , (1)

в А У ‘

а в нижнем поясе — сжатие:

, у1ЫК у! Ын к

ст н=_ ~А—ГГ’ (2)

где у1>1 — коэффициент надежности контроля усилия предварительного натяжения; Жв, Жн — моменты сопротивления стальной балки для верхнего и нижнего волокон, соответственно. = У1 ЫнХ , м _ (у 1 Ын + х1)Н

» А + пАЬс (Гн + Шъ /У,) ‘ (4)

где А — площадь стального профиля, АЬс, ШЬ — площадь и момент инерции сжатой зоны бетона, у1 — расстояние до сжатой зоны бетона, п=Ерг/ЕЬ.

Усилия самонапряжения Х1 и предварительного напряжения N возникающие до обетонирования стального профиля определяются по известным формулам приведенным в источнике [2].

Рассмотрим напряженное состояние стального преднапряженного обетонированного сечения от эксплуатационной нагрузки (рис. 1). По аналогии с железобетонным сечением с жесткой арматурой [3] высоту сжатой зоны определяем из условия равновесия в зависимости от эпюры напряжений (криволинейная или прямоугольная).

1Муханов К.К. Металлические конструкции. Учебник для вузов.Жх, а — расстояние от преднапряженной арматуры до нижнего края балки.

а)

б)

в)

Рис. 1. Схема напряжений и усилий в сталежелезобетонном сечении: а) поперечное сечение; б) эпюра напряжений стального профиля; в) эпюра напряжений бетона

Работа сталежелезобетонной преднапряженной балки при действии эксплуатационной нагрузки отличается как от работы обетонированной преднапряженной стальной балки, рассмотренной выше, так и от железобетонной преднапряженной балки2. Однако, в её работе, как в железобетонной преднапряженной балке, можно выделить две стадии работы (доэксплуатационную и эксплуатационную).

До действия эксплуатационных нагрузок в преднапряженной балке, в отличие обычной, происходит непрерывное изменение внутреннего напряженного состояния. По аналогии с железобетонными преднапряженными элементами2 рассмотрим напряженное доэксплуатационное состояние, которое в свою очередь тоже проходит в две стадии:

Стадия 1 состоит в напряжении арматуры и обжатии стального профиля и обжатии бетона при отпуске арматуры;

Стадия 2 охватывает период существования элемента до его нагружения эксплуатационной нагрузкой.

Учитывая конструктивные особенности сталежелезобетонных балок приведенных в библиографической ссылке [11-13], рассмотрим напряженное состояние сечения сталежелезобетонной балки с несимметричной напрягаемой арматурой располагаемой в растянутой зоне сечения на первой стадии.

По аналогии с напряженным состоянием железобетонного преднапряженного элемента запишем выражения для напряжений в затяжке, стальном профиле, бетоне и усилий потерь напряжений, которые возможны из-за податливости анкеров, усадки и ползучести бетона.

2Голышев А.Б. Расчет предварительно напряженных железобетонных конструкций с учетом длительных процессов. М.: 1964. 150 с.

+

а)

Рис. 2. Напряженное состояние в сталежелезобетонном сечении от предварительного напряжения: а) поперечное сечение; б) эпюра начальных напряжений; в) эпюра потерь; г) эпюра установившихся напряжений

Обозначим напрягаемую арматуру Ан (рис. 2), стальной профиль Арг и модули упругости Ен и Ерг, соответственно, контролируемое напряжение в арматуре (затяжке) Ан обозначим через он.к.. При записи выражений описывающих напряженное состояние сталежелезобетонного сечения используем общепринятые гипотезы железобетона с гибкой и жесткой арматурой [3]:

— бетон принимается как изотропный материал;

— связь мгновенных «в—а» линейная;

— связь деформаций ползучести и напряжений бетона линейная;

— деформации ползучести зависят только от нагрузки и «Ъ>;

— кривые ползучести параллельны.HK+nHab(yH/yb). (13)

Напряжения в сечении, возникшие под действием сил предварительного обжатия, вследствие ползучести бетона со временем изменяются.

Обозначая установившиеся (текущие) напряжения в арматуре Аи, через @HT(t), где «t» меняется от «0» до начала эксплуатации, в бетоне на уровне нижней и верхней граней сечения — через ащ и а’щ и в стальном профиле на уровне нижней и верхней граней сечения — через apr(t) и a’pr(t), можно записать:

аит=аи+ап, (14)

Ob(t)=Ob + Obn, (15)

a’b(t)=a’b+a’bn, (16)

apr(t) =apr+aprm (17)

a’Pr(t)=a’Pr+a’Prn, (18)

где an — потери начальных напряжений в предварительно напряженной арматуре к моменту времени «t».

abn и a’bn — потери начальных напряжений обжатия в бетоне на соответствующих уровнях к моменту «t».

aprn и a’prn — потери начальных напряжений в стальном профиле к тому же моменту времени.

Установившиеся (текущие) напряжения в бетоне и в стальном профиле с учетом фактора времени определяются по формулам (15-18) с подстановкой из формул (8, 9).

Установившиеся (текущие) напряжения в преднапряженной арматуре определяются по формуле (13).

Рассмотрим вторую стадию, работы составного преднапряженного элемента. Как известно из исследований преднапряженных железобетонных элементов предварительное обжатие сопровождается возникновением и развитием со временем ползучести бетона, что приводит к потери преднапряжений.

Потери напряжений в арматуре (профиле) и бетоне вызываемые ползучестью бетона определяют по выражениям, с учетом разных зависимостей между начальными напряжениями в бетоне и арматуре (профиле).

Бетон находится под действием изменяющихся во времени растягивающих сил (рис. 2в).

N _ s „ [Аи + (19)

Еи УиУ

где ап — потеря напряжений в преднапряженной арматуре (затяжке).

В бетоне от Nn возникнут напряжения anb на уровне преднапряженной арматуры, и a’nb в верхней зоне, сечение в целом окажется под действием внецентренного растяжения (рис. 2в).

Для отыскания anb и a’nb составим уравнения, вытекающие из условий равновесия сталежелезобетонного элемента. На нижнем уровне сечения:

-sn [■Аи + (EprlEH)—и/УиУ)] sn [АиУ + (Ерг/ЕИ)(J /Уи)] (20)

s bn _——а-—-J-у. (20)

На верхнем уровне сечения:

_ ~sn [-Аи + (Ерг/Еи)—в!УиУ)] sn [АиУи + (EprlEH)(J ¡Уи)]

У.. (24)

Для любого момента времени «Ъ» относительные деформации нижней и верхней точек стального профиля должны быть равны по величине относительным деформациям ползучести неармированного бетона на уровнях соответственно нижней и верхней полок профиля за вычетом относительных деформаций бетона на этих уровнях:

£рг(0=£п(0~Еъ(0, (25)

е’Рг(0=е’п(0-е’ъ(0. (26)

Приведенные равенства получаются из условия, что при отсутствии контакта со стальным профилем точки претерпели бы деформации ползучести £п(0 и переместились бы в другие позиции. В связи с наличием контакта между бетоном и поверхностью стального профиля, т.е. тормозящим действием контакта «сталь-бетон» на процесс ползучести точки фактически переместятся в другие положения ближе, чем при отсутствии контакта. Сумма относительных деформаций стального профиля и бетона на уровне начальных точек должна равняться соответственно относительным деформациям ползучести свободного бетонного элемента на уровне этих точек [3]:

ер()=£ъ(0-£п(0, (27)

е’рг(0=е’ъ(Г)-е’п(Г).

(28)

Подставляя в выражения относительных деформаций соответствующие значения вызванные потерями напряжений в поясах стального профиля из-за ползучести бетона ап (первый член) и значения потерь напряжений в самом бетоне из-за деформаций ползучести бетона за тот же период времени оъп (второй член), а в правую часть уравнений деформаций ползучести подставляем значения, вызванные начальными напряжениями в бетоне аън, обозначая характеристику ползучести бетона через ф/: — для уровня нижнего пояса:

ст п — гаст ъп

(т )

Е А

— для уровня верхнего пояса: ст п -еаа ъп (т)

1 ф( — Фт + ф

Е (, )

Г астЬп

0

ат

Е„

ф, -фт +ф

ат ф,;

Еъ

ат =^ ф(.

(29)

(30)

Е( Еъ

В обоих уравнениях интервал интегрирования равен разности между возрастом бетона к моменту определения потерь и возрастом бетона в момент натяжения арматуры, характеристика ползучести бетона ф( принимается в соответствии с возрастом бетона.

Решение интегральных уравнений (29, 30) весьма трудоемко (особенно, если учитывать переменность модуля деформации бетона), требуется найти более упрощенное выражения для определения потерь. В предварительно напряженных железобетонных элементах2 для упрощения допускают линейную зависимость между аъ(,) и ф,.

Используя допущения линейной зависимости между аъ(0 и ф,, проинтегрируем левую часть уравнения (29) и (30):

Ен

—стъ

+ ф

Щ Еъ

-г ст ъп (т )а

ат

Е (, )

Е„

От =^ ф,.-. (40)

1+пн (р а, + Р2а2)у

Процесс твердения бетона сопровождается усадкой бетона, что приводит к возникновению и развитию внутренних напряжений из-за задерживающего эффекта в нашем случае от стального профиля.

Известно, что усадка бетона вызывает потери предварительного напряжения в преднапряженных сечениях. Сжимающие напряжения возникающие из-за усадки бетона накладываются на растягивающие напряжения возникшие в стальном профиле в процессе его предварительного сжатия, тем самым несколько снижается эффект предварительного напряжения.

Рассмотрим напряженное состояние сечения от усадки бетона. Напряжения в преднапряженной арматуре с модулем упругости Ен обозначим через ау, бетон будет находится под действием изменяющихся во времени сил (рис. 3).

В бетоне возникают растягивающие напряжения, а в профиле сжимающее, сечение в целом оказывается под действием внецентреннего растяжения.

а) б)

Рис. 3. Напряженное состояние в сталежелезобетонном сечении от усадки бетона: а) поперечное сечение; б) эпюра усадочных напряжений

Для отыскания напряжений, в бетоне и стальном профиле и требуется составлять уравнения из условий равновесия сталежелезобетонного элемента.

По аналогии с предыдущем случаем определения потерь предварительного напряжения от ползучести бетона, можно допустить, что в любой момент времени X деформации профиля в нижней и верхних точках должны быть равны свободной относительной усадке бетона за вычетом относительной деформации бетона на уровне нижней и верхней полок профиля:

£р()=£у(Г)-£ь(Г), (41)

£’рг(1)=£у(1)-£’Ь(1). (42)

Из переведенных равенств вытекает, что при отсутствии контакта со стальным профилем начальные точки претерпели бы свободную усадку еу(1) и переместились бы в новые позиции.н о и{/

+

Е (г) Еь.

По аналогии с предыдущим случаем систему интегральных уравнений преобразуем в систему алгебраических уравнений. Проинтегрируя по частям левые части уравнений после преобразований получим:

— ст ъ

1 -+-ф

Е(,) Еь

-/ст * (т £

ат

1 — ф Е (т) Еь

ат = 8, ().

(46)

Принимая во внимание линейные связи между оЬу, оу и ф1 и, используя теорему о среднем, запишем:

ст сти

у ъу

У = 8у (,).Т Ь2а2

— -Оунваи

(49)

(50)

(51)

(52)

°’ргу—®’унР2а2.

Значения коэффициентов вычисляются по формулам (22-23, 36-40). Рассмотрим напряженное состояние сечения (рис. 4) от эксплуатационной нагрузки.

а)

б)

в)

г)

Рис. 4. Напряженное состояние в сечении с преднапряженной затяжкой от эксплуатационной нагрузки: а) поперечное сечение; б) эпюра начальных напряжений; в) эпюра дополнительных напряжений; г) эпюра установившихся напряжений

ст

н

Как в случае предварительного обжатия, напряжения, возникающие в сечении предварительно напряженного сталежелезобетонного элемента в момент приложения длительно действующей эксплуатационной нагрузки, изменяются во времени. Вследствие ползучести бетона и роста его модуля упругой деформации происходит непрерывное изменение напряженного состояния в составном сечении. Напряжение с течением времени в бетоне уменьшаются, а в стальном профиле (арматуре) увеличиваются2. Таким образом, работу предварительно напряженной балки под эксплуатационной нагрузкой рассмотрим в две стадии:

1) Доэксплуатационная стадия (1=0), которая отражает напряженное состояние балки до приложения внешней нагрузки (преднапряжение арматуры и упругое обжатие профиля и обжатие бетона при последующем отпуске арматуры).

2) Эксплуатационная стадия (1>0), охватывает период работы изгибаемого элемента под нагрузкой при изменениях внутреннего напряженного состояния балки из-за усадки и ползучести бетона.

В сечении (рис. 4) действует постоянный по величине изгибающий момент М.

Начальные напряжения на первой — доэксплуатационной стадии в бетоне, стальном профиле и арматуре определяем по формулам теории упругого железобетона с учетом особенностей работы сечения с жесткой арматурой (стальным профилем) [3] и преднапряженной арматурой2. а рд = ~тга д (61)

Еь Еь

значения к], к2 определяем по формулам (36, 37).

Установившиеся напряжения в сечении к моменту затухания ползучести будут:

а’ь(Г)=а’ьэ+а’ьд, (62)

Оь(1)=Оы + Оьд, (63)

а\г(0=а’рг+&’ргд, (64)

Орг(г) (65)

где а’ьэ, оЬэ, o’prd, аргд — дополнительные напряжения к моменту «t». Установившиеся напряжения в преднапряженной арматуре:

0H(t)=0m+0Hd, (66)

где оНд — дополнительные напряжения к моменту времени «t», а время «t» — от начало эксплуатации до момента затухания ползучести бетона.

Список библиографических ссылок

1. Кудишин Ю. И. Металлические конструкции. М. : Академия, 2011. С. 228-230.

2. Металлические конструкции. М. : Высш. шк., 2011. C. 265-294.

3. Бондаренко В. М. и др. Железобетонные и каменные конструкции. М. : Высш. шк., 2011. 876 с.

4. Roger P. Jonson Designers’ guide to eurocode 4: design of composite steel and concrete structures EN 1994-1-1. 2011. 412 p.

5. BSI (2010) BS 5950-3.1.A1. Structural use of steelwork in buildings. Design in composite construction. Code of practice for design of simple and continuous composite beams. BSI, London.

6. Замалиев Ф. С. Учет нелинейных свойств материалов и податливости слоев при расчете прочности сталежелезобетонных перекрытий // Промышленное и гражданское строительство. 2013. № 5. С. 38-41.

7. Замалиев Ф. С. К расчету малоцикловой выносливости сталежелезобетонных ребристых конструкций // Транспортное строительство. 2013. № 9. С. 8-10.

8. Замалиев Ф. С. Каюмов Р. А. К расчету сталежелезобетонного перекрытия как ортотропной плиты // Известия КГАСУ. 2014. № 1 (27). С. 94-99.

9. Hadzalic E., Barucija K. Concrete shrinkage effects in composite beam // Construction of unique buildings and structures. 2014. № 11 (26). P. 85-93.

10. Замалиев Ф. С., Мирсаяпов И. Т. Расчет прочности сталежелезобетонных изгибаемых конструкций на основе аналитических диаграмм // Разработка и исследование металлических и деревянных конструкций: сборник научных трудов. 1999. С. 142-149.

11. Преднапряженная сталебетонная балка : пат. 155488 Рос. № 2015102306 ; заявл. 26.01.15 ; опубл. 10.10.15, Бюл. № 28. 2 с.

12. Сталебетонная преднапряженная балка : пат. 155802 Рос. № 2014152337 ; заявл. 23.12.14 ; опубл. 20.10.15, Бюл. № 29. 2 с.

13. Сталежелезобетонная преднапряженная балка : пат. 165473 Рос. № 2016114023; заявл. 11.04.16 ; опубл. 20.10.16, Бюл. № 29. 2 с.

Zamaliev F.S. — candidate of technical sciences, associate professor E-mail: [email protected]

Kazan State University of Architecture and Engineering

The organization address: 420043, Russia, Kazan, Zelenaya st., 1

To the evaluation of the stressed state of prestressed steel-concrete composite beams Abstract

Problem statement. The aim is to develop a methodology for assessing the state of stress of composite prestressed girders considering prestressing losses and long-term processes.

Results. For different variants of the structural design of prestressing beams of the steel-concrete composite section, considering the initial prestressing of the profile only, and also the compression of the concrete and the steel profile from the prestressed reinforcement forces and losses with time, new expressions were obtained describing the stress state of the steel-concrete composite steel beam, as well as losses due to creep and shrinkage concrete.

Conclusions. A method for evaluating the state of stress of prestressed composite steel-concrete beams. Write the formuls of stresses in the concrete, the steel profile of the prestressing

Федерация. Федерация. Федерация.

forces. Defined in loss of prestress prestressing the reinforcement in the concrete due to its creep and shrink.

Keywords: prestressed steel reinforced concrete beam, loss of stresses, strain, creep, shrinkage of concrete.

References

1. Kudishin Y. I. Metal constructions. Ed. 13 corrected. M. : Academy, 2011. P. 228-230.

2. Metal Constructions. Special designs and constructions. M. : Wk, 2011. P. 265-294

3. Bondarenko V. M. Reinforced concrete and stone structures. 2nd ed. Revised. and ext. M. : Executive, 2011. 876 p.

4. Roger P. Jonson Designers’ guide to eurocode 4: design of composite steel and concrete structures EN 1994-1-1. 2011. 412 p.

5. BSI (2010) BS 5950-3.1.A1. Structural use of steelwork in buildings. Design in composite construction. Code of practice for design of simple and continuous composite beams. BSI, London.

6. Zamaliev F. S. Accounting for non-linear properties of the materials and pliability of the layers in the calculation of the strength of composite steel-concrete slabs // Promyshlennoye i grazhdanskoye stroitel’stvo. 2013. № 5. P. 38-41.

7. Zamaliev F. S. Calculation of low-cycle endurance of composite ribbed structures // Transportnoye stroitel’stvo 2013. № 9. P. 8-10.

8. Zamaliev F. S., Kayumov R.A. The calculation of the composite steel-concrete slab as an orthotopic plate // Izvestiya KGASU. 2014. № 1 (27). P. 94-99.

9. Hadzalic E., Barucija K. Concrete shrinkage effects in composite beam// Construction of unique buildings and structures, 2014. № 11 (26). P. 85-93.

10. Zamaliev F. S. Mirsayapov I. T. Strength calculation of steel reinforced concrete bent designs on the basis of analytical charts // Razrabotka i issledovaniye metallicheskikh i derevyannykh konstruktsiy: sbornik nauchnykh trudov. 1999. P. 142-149.

11. Prestressed reinforced concrete beam: patent 155488 of the Rus. Federation. № 2015102306; decl. 26.01.15; publ. 10.10.15. Bull. № 28. 2 p.

12. Prestressed reinforced concrete beam: patent 155802 of the Rus. Federation. № 2014152337; decl. 23.12.14; publ. 20.10.15. Bull. № 29. 2 p.

13. Prestressed steel-concrete beam: patent 165473 of the Rus. Federation. № 2016114023 ; decl. 11.04.16; publ. 20.10.16. Bull. in № 29. 2 p.

Модульная опалубка для формирования преднапряжённых мостовых балок

ГК ПромСтройКонтракт многие годы оказывает услуги производства специальных опалубочных форм для бетонирования балки пролётного строения. Модульная опалубочная система ПСК-МСК для формирования мостовых балок в построечных условиях предлагает мостостроителям новейшую технологию производства железо-бетонных компонентов моста . Электрический прогрев опалубки (электротермальный метод) позволяет исключить обработку паром и другие сложные операции и сокращает стоимость одной ЖБИ-балки до 30% от стандартной. Производство одной преднапряжённой балки при подобной технологии занимает не более суток.

ГК ПСК предоставляет услуги бесплатного инженерного расчёта опалубки мостовых конструкций любой сложности, в том числе необходимый шаг между консолями. Данная модульная конструкция для формирования сборных преднапряженных балок производится в России на заводах ГК ПСК специально для нужд мостостроения — оперативно, под конкретный проект. Количество модулей зависит от длины возводимой конструкции и производится одинаково быстро, благодаря наличию проектов решения для всех распространенных видов ЖБИ-балок и отлаженному роботизированному производству.

• Конечная цена балки пролетного строения опалубки получается ниже заводской более чем на 30%
• Прогнозируемое качество изделия – гарантия прочности каждой производимой балки
• Простота монтажа опалубки (ГК ПСК предоставляет весь комплекс услуг супервайзинга), опалубка легко монтируется и демонтируется с помощью винтовых стяжек
• Балки не нуждаются в сложной транспортировке (никакого спецтранспорта!), так как формируются на строительной площадке. А разобранную опалубку свободно перевезут две обычные газели.
• Технология управляемого электрического прогрева опалубки может быть полностью автоматизирована с помощью компьютерных технологий. Оператор ПК в этом случае может удалённо управлять подачей температуры на разные секции балки с помощью датчиков температуры, выравнивая температуру по всей конструкции
• Опалубка предоставляется в аренду под конкретный проект (комплектуем в зависимости от конструкции балки)
• ГК ПСК оказывает полный спектр услуг по устройству систем преднапряжения: поставка материалов, выполнение строительно-монтажных работ, услуги по шеф-монтажу и предоставление в аренду оборудования.

Обратите также внимание на другие продукты,
ГК ПромСтройКонтракт для мостостроения:

На сегодня существует две технологии изготовления преднапряжённых мостовых балок. Первая, классическая, система предусматривает выставление опалубки на основание (обычно в рамках завода ЖБИ-изделий) и требует особо-прочную раму, которая в процессе натяжения пучков должна выдерживать давление до 500 тонн без появления изгибов (обычно для этого рама должна быть высотой не менее 1,80 м.). Второй, более современный вариант, предполагает выставление опалубки на практически любое основание с раскладыванием инъектировочных каналов внутри формы, установкой анкеров и последующим натягиванием пучков стандартными домкратами без использования массивных рам.

После того, как вытяжка арматуры произошла, с помощью инъектировочного насоса в каналы закачивается раствор. Данная методика выгодна не только скоростью (балка может быть изготовлена менее чем за 22 часа), но и отсутствием необходимости в полноценном ЖБИ-заводе.

Опалубочная система может быть собрана непосредственно на площадке строительства конкретного транспортного сооружения. Для этого необходимо организовать твёрдое основание (например, с помощью стандартных ЖБИ-панелей для стен), развернуть быстро-монтируемый каркасно-тентовый ангар и, при наличии мини-крана, можно сразу приступать к работе. Размеры временного завода-ангара при этом могут быть крайне ограничены.

Опалубка может быть установлена на высоте 1,5-2 метра, высота всей конструкции не будет превышать 5 метров. Удобный демонтаж опалубочной системы обеспечивается с помощью стандартных винтовых замков-стяжек и установки системы на стандартные опоры-тележки, благодаря которым форму можно откатить и быстро демонтировать краном. После демонтажа опалубки включаются инфракрасные электронагреватели. За счёт данного термопрогрева опалубки можно не использовать дорогостоящие, дополнительные процедуры применяемые на ЖБИ-заводах: пар, паропровод, прогревочный провод. Всего 4 часа для подъёма температуры, 12 часов выдержки, 5-6 часов остывания — то есть в обще сложности менее суток — и монолитная преднапряжённая балка готова.

Конструкторское бюро “Топинженер” — Предварительно-напряженные балки

Предварительно-напряженные балки

Для чего нужны предварительно-напряженные балки? Ответ прост: за счет их предварительного напряжения уменьшаются затраты металла на изготовление балки в среднем на 10 — 20 процентов, да и стоимость самой установки становится дешевле на 12 процентов. Добавим к этому понижение высоты строительных опор и лучшее распределение материала по длине самой балки. Результативность предварительного напряжения состоит в том, что при сборке конструкции в ней создаются напряжения, обратные по знаку напряжения от нагрузки. То есть во время эксплуатации конструкции эти напряжения будут задействованы в первую очередь, и только после того, как они достигнут лимита восприятия нагрузки, нагрузку начнет воспринимать материал. Предварительное напряжение увеличивает продолжительность упругой работы материала, из которого выполнена основная часть конструкции, и уменьшает стоимость предварительно-напряженных балок, так как высокопрочные материалы для них частично могут заменить основной материал конструкции и они дешевле конструкционной стали. 

Стоимость одной тонны стали (удельная стоимость) уменьшается с повышением прочности стали.

Создание предварительного напряжения в балках

Существуют несколько методов создания предварительного напряжения в опорных брусьях. Во-первых, предварительное напряжение появляется за счет изгиба отдельных элементов в пределах их работы на упругость, в направленности, обратной их прогибу под грузом с последующим сочленением выгнутых компонентов между собой продольными швами. Когда брус освобождается от вынужденного излома, в нем остается предварительное напряжение, противоположное напряжению от нагрузки. 

Что касается неразрезных балок, то их напряжение получают за счет принудительного вертикального перемещения точек их опоры. Такой способ хорош при возведении балочных мостов. Он уменьшает расчетный момент в середине расстояния между соседними опорами и увеличивает моменты на средних опорах, за счет чего материал перераспределяется по длине пролета. 

В большинстве случаев предварительное напряжение осуществляется с помощью высокопрочного стягивания, которое находится вблизи растянутого пояса опорных брусьев. Если это разрезная балка, то затяжку располагают в средней части нижнего пояса, в неразрезных балках – в пролетах у нижнего пояса и в зонах верхнего пояса у промежуточных опор.

Высокопрочное стягивание делает балку наиболее устойчивой. При внешней нагрузке несущая способность опорных брусьев увеличиватеся по двум причинам. Во-первых, сначала исчерпывается предварительное напряжение, за счет этого повышается площадь упругой работы материала опорных брусьев. Во-вторых, опорные брусья с затяжкой работают как устойчивая статичная система, увеличивают напряжение в затяжке (оно складывается из предварительного натяжения и самонапряжения под грузом), уравновешиваются натугами от сжимающих напряжений в балке. Это увеличивает момент внутренних сил, уравновешивающих часть внешнего изгибающегося момента. Суммарное растягивающее усилие в затяжке позволяет изготавливать затяжку из очень прочных материалов, будь то стальные канаты или проволока.
Как проходит предварительное напряжение однопролетных балок, использующих высокопрочную затяжку? Как правило, в опорных брусьях используют несимметричный разрез с уменьшенным нижним поясом, потому что затяжка наполовину заменяет его работу. Нижний пояс выполняется из листа либо профильного металла, за счет чего улучшается сжатие пояса во время предварительного напряжения.

Затяжки скрепляют анкерными креплениями на концах в виде колодки с пробкой, стаканов, которые заполняются легкоплавким материалом, стаканов с клиньями. Затяжки размещают рядом с нижним поясом. Их легко можно пропустить через приспособления, которые приварены к поясу балки на расстоянии одного-двух метров друг от друга. В итоге создаются условия для скрепления сжатого в результате предварительного напряжения нижнего пояса для сохранения его устойчивости. Длину затяжки делают меньше длины балки и располагают ее под зонами, где разрез балки без предварительного напряжения не может воспринимать действующий в этих зонах расчетный момент от внешней нагрузки. В места анкерного соединения затяжки подаются немалые силы, которые вызывают большое напряжение в стенке и поясе балок. Дополнительно поставленные здесь ребра жесткости и специальные упорные пластины усиливают стенку опорных брусьев.

Расчет предварительно-напряженных балок

Расчет балки в самом напряженном разрезе (обычно в половине расстояния между соседними опорами) осуществляется в два этапа. Прикладываем усилие к балке X от затяжки, затем подвергаем балку сжатию вне центра, при этом напряженным оказывается ее нижний пояс. Сила напряжения X будет ограничена устойчивостью этого пояса. Когда балка будет находиться под нагрузкой, то предварительное напряжение в ней будет исчерпано, а в хорошо подобранной балке усилия в поясах и затяжке будут стремиться к своим расчетным сопротивлениям. Как узнать, что подбор сечения балки выбран верно? Это будет зависеть от возможности принимать большой изгибающийся момент при заданной площади сечения. Прогиб балки в середине пролета высчитывают, исходя из действий нормативных нагрузок и согласно инструкции по проектированию предварительно-напряженных конструкций. Отсчет прогиба начинается от хорды, соединяющей стойки балки. Также следует учитывать и обратный выгиб балки от усилий предварительного натяжения и от самонатяжения затяжки. Необходимо при этом проверить стенки предварительно-напряженных балок; в отдельных случаях – пластические изменения в самой балке. Деформации в затяжке не допускаются, а в предварительно-напряженных опорных брусьях деформации ограничены условиями обычных балок.

Предварительное напряжение балок из алюминиевых сплавов стальными затяжками дает больший результат, чем в стальных балках, из-за большего модуля упругости и меньшей цены стальной затяжки. Правда, имеется и существенный недостаток – меньшая устойчивость балки и ее усилий температур, возникающих вследствие коэффициентов линейного расширения алюминия и стали.

Право использования полезной модели «Преднапряженная балка пролетного строения автодорожного моста» — Патент №92027, зарегистрированный в Государственном реестре полезных моделей РФ 10 марта 2010г. и приложения к нему (копия, заверенная Лицензиаром); — Чертежи объекта интеллектуальной собственности (оригинал).

Контактное лицо

ФИО

Таушева Елена Владимировна

Телефон

+7 (347) 2930249

Факс

+7 (347) 2930250

Эл. почта

Заказчик

Государственное унитарное предприятие Уфимский Проектно-Производственный Центр «Уралдортранс» Республики Башкортостан

ИНН-КПП

0278010273-027801001

ОГРН

1020203229452

ОКАТО

80401000000

Почтовый адрес

450059, Башкортостан, Уфа, г Уфа, ул Рихарда Зорге, дом 9

Местонахождение

450059, РЕСП БАШКОРТОСТАН, Г. УФА, УЛ РИХАРДА ЗОРГЕ, 9

Телефон

+7 (347) 2930251

Факс

2930250

Эл. почта

Предварительно напряженная балка — обзор

4.5.2 Подход с использованием предварительно напряженных кодов

Национальные нормы по бетону предписывают методы определения прочности на сдвиг предварительно напряженных бетонных балок путем включения напряжения из-за предварительного напряжения в уравнение прочности на сдвиг, которое хорошо поддается пассивному предварительному напряжению подход. В отличие от модели скольжения трещины, программные подходы обычно не требуют итераций для определения способности к сдвигу, но, к сожалению, не могут предсказать положение CDC, требуя, чтобы вся область прогиба или провисания была полностью покрыта металлическим покрытием и закреплена, как на рис.4.20 и аналогичен подходу к проектированию анкеровки, описанному в разделе 2.5.1.

Не все национальные модели кода предварительного напряжения подходят для прогнозирования нарушения сцепления CDC. В качестве примера давайте сравним модели ACI (2002) и Еврокод (1992) для прогнозирования конкретной составляющей прочности на сдвиг предварительно напряженных балок. Они даны в уравнениях. 4.34 и 4.35 для балки или плиты с прямоугольным поперечным сечением шириной b _c и эффективной глубиной d.

4,34 (Vpp) ACI = (0.29fc + 0,3σps) bcd

4,35 (VPP) Euro = (τRd (1,6 − d) (1,2 + 40Astbcd) + 0,15σps) bcd

, где предварительное напряжение сжатия в бетоне из-за усилия предварительного напряжения F _ps составляет σ _ps ≈ F _ps / b _c d, A _st = площадь поперечного сечения растянутых арматурных стержней, а τ _Rd — это базовая расчетная прочность на сдвиг.

Подход ACI уравнения. 4.34 предсказывает увеличение сдвиговой способности из-за предварительного напряжения 0,3σ _пс b _c d, что вдвое больше, чем предсказывается подходом Еврокода уравнения.4,35 0,15σ _пс b _c d. Следовательно, между этими двумя подходами может быть очень большая разница. Однако следует помнить, что подход ACI уравнения. 4.34, как и строгий подход ACI, основанный на главных напряжениях (ACI 2002), основан на прогнозировании образования критической диагональной трещины в предварительно напряженной балке и не подходит или не может использоваться для прогнозирования сдвиговой способности ненагруженных балок. . Напротив, подход Еврокода уравнения.4.35 применим как к предварительно напряженным, так и к ненагруженным балкам и основан на сдвиговой способности критической диагональной трещины. Поскольку увеличение прочности на сдвиг из-за подхода пассивного предварительного напряжения в основном основывается на увеличении сопротивления сдвигу скольжению трещин, то есть на способности сдвига после образования CDC, подход Еврокода может быть адаптирован только для пассивного предварительного напряжения. Таким образом, только стандартные национальные модели, которые прогнозируют конкретную составляющую прочности на сдвиг как предварительно напряженных, так и ненапряженных балок, могут быть адаптированы для подхода с пассивным предварительным напряжением.

Следует подчеркнуть, что в концептуальных подходах ACI нет ничего плохого. Похоже, что ACI учитывает тот факт, что для предварительно напряженных балок поперечная нагрузка, вызывающая растрескивание V _cr , как представлено уравнениями 4.18 и 4.19, обычно больше, чем поперечная нагрузка, вызывающая скольжение трещины после образования трещины V _и , как представлено уравнениями 4.21 и 4.22, и, следовательно, важность определения того, когда возникают диагональные трещины в предварительно напряженных балках.Напротив, подход (1992) Еврокода Еврокод в первую очередь основан на пропускной способности после образования критической диагональной трещины V _и , как представлено уравнениями 4.21 и 4.22.

Из уравнения. 4.35, увеличение сдвиговой способности из-за предварительного напряжения составляет 0,15σ _пс b _c d ≈ 0,15F _пс . Следовательно, можно предположить, что увеличение сдвиговой способности из-за пассивного предварительного напряжения P _плиты; — это 0,15P _{, пластина} , то есть 15% от P _{пластины} .Сравнение этого теоретического увеличения на 15% с испытаниями на растянутых торцевых и боковых балках (Oehlers et al 2004b) дало очень хорошую корреляцию. Также стоит отметить, что параметрическое сравнение увеличения сдвиговой способности на основе подхода Еврокода по формуле. 4,35 с 0,15P _{пластиной} с адаптированным подходом Чжана в уравнении. 4.23 может показать, что коэффициент, показанный как 4 в формуле. 4,23 может варьироваться от примерно 4,2 до 5,6. Следовательно, существует также хорошая корреляция между подходом непрямого скольжения трещины по формуле.4.23 и подход прямого кода уравнения. 4.35. Нижняя граница 4 использовалась для коэффициента в уравнении. 4.23, так как это на 10% меньше, чем определено в результате испытаний. Предлагается использовать нижнюю границу 0,13 для коэффициента в формуле. 4.35. Следовательно, увеличение прочности на сдвиг из-за пассивного предварительного напряжения равно

4,36 (Vincr) pp = 0,13∑Pplate

, то есть увеличение прочности бетона на сдвиг прямо пропорционально общей максимальной осевой силе во всех пластинах ΣP _{, пластина} , которая для каждой отдельной пластины является меньшей из пределов текучести металлических пластин A _p f _yp , прочности пластин FRP A _p f _FRp и сопротивления отслаиванию IC (P _IC ) _макс. при полностью закрепленном якоре.Последнее должно быть основано на сопротивлении отслаиванию ИС при испытаниях на растяжение, как указано в формуле. 2.1 и коэффициенты α в таблице 2.1. Это связано с тем, что испытание на растяжение представляет собой пластину с одной промежуточной трещиной, которая эквивалентна одной диагональной трещине, пересекающей пластину. Считается, что для T- и L-образных балок пластина P _{должна быть получена только из тех пластин, которые приклеиваются к стенке балки.}

Пластичность и предельная прочность предварительно напряженных стальных железобетонных балок

Нелинейный численный анализ структурных характеристик предварительно напряженных стальных железобетонных балок (PSRC) был проведен с использованием программы анализа конечных элементов ABAQUS.Путем сравнения кривых нагрузка-деформация была подтверждена рациональность и надежность конечно-элементной модели; кроме того, были проанализированы изменения жесткости и напряжения балки в процессе нагнетания, а также предельная несущая способность балки. На основе модели также было проанализировано влияние предварительно напряженной силы и H-стали на жесткость, предельную несущую способность и пластичность балки.

1. Введение

В настоящее время конструкционные элементы из предварительно напряженного бетона с их превосходными характеристиками находят широкое применение в жилищном строительстве, строительстве мостов, водоснабжения и других проектах гражданского строительства [1–5].Конструкция из предварительно напряженного железобетона (PSRC) — это новый тип конструкции, улучшающий механические свойства за счет применения технологии предварительного напряжения. Конструкция PSRC имеет двойные преимущества конструкции из железобетона (SRC) и конструкции из предварительно напряженного бетона; встроенная сталь может улучшить несущую способность конструкции и сейсмические характеристики, в то время как применение технологии предварительного напряжения может улучшить характеристики конструкции в условиях рабочей нагрузки (например, контроль трещин и контроль деформации), поэтому конструкцию PSRC легко получить большой пролет, тяжеловесная конструкция [2, 6, 7].

В результате возникла необходимость провести углубленный анализ статических и динамических характеристик балки PSRC. Большое количество инженерных практик показывает, что метод конечных элементов был достаточно эффективным методом в численных методах анализа [8]. В этой статье анализ структурного поведения балок PSRC был проведен с использованием ABAQUS.

2. Конечно-элементное моделирование

2.1. Введение модели конечных элементов

Для проверки эффективности и рациональности конечно-элементного анализа, прежде всего, тестовые компоненты в статьях Wenzhong et al.[9] были использованы в качестве объектов исследования, и была создана двухпролетная конечно-элементная модель балки PSRC. Поперечное сечение балки показано на рисунке 1, расчетный класс прочности бетона — С40; предварительно напряженная сталь представляла собой стальную прядь 15, предел прочности которой составлял Н / мм ² , внутренний диаметр гофрированного канала 50 мм и начальное напряжение растяжения; использовались скрепленные сухожилия; марка материала H-стали (100 мм × 100 мм × 6 мм × 8 мм) была Q235, и H-сталь располагалась симметрично в поперечном сечении балки; хомуты — 12 @ 100, материал — HPB235; профиль сухожилия показан на рисунке 2.

2.2. Моделирование эффекта предварительного напряжения

Метод эквивалентной нагрузки и метод физического армирования — это два вида методов моделирования предварительного напряжения; Метод эквивалентной нагрузки заключается в том, что предварительное напряжение преобразуется в эквивалентную нагрузку, приложенную к конструкции. Но в этом методе используются упрощенные допущения, которые не могут моделировать пространственное воздействие предварительного напряжения на конструкцию и не могут моделировать сложную силовую структуру; Метод физического армирования включает метод сегментации объекта, метод соединения узлов и метод уравнения ограничений, в котором предварительное напряжение моделируется методом охлаждения и начальной деформации.Метод охлаждения относительно прост и может моделировать потери напряжения; метод начальной деформации обычно не учитывает потери предварительного напряжения; в противном случае все действительные константы не равны, что увеличивает рабочую нагрузку.

В этой статье метод охлаждения использовался для моделирования эффекта предварительного напряжения [9]. Сначала мы устанавливаем начальное значение температуры и значение перепада температуры для армированного элемента, чтобы армированный элемент создавал деформацию сжатия; эта начальная деформация позволит армированной стали предварительно растягиваться как предварительное напряжение в модели конечных элементов.Величина перепада температуры стали рассчитывалась следующим образом: где — величина перепада температуры; — модуль упругости предварительно напряженной стали; — коэффициент линейного расширения; — эффективные значения предварительного напряжения.

2.3. Связь между сталью и бетоном

В этой статье связь между сталью и бетоном моделируется с помощью метода встроенных областей в ABAQUS. Метод встроенной области обычно предназначен для решения одной или группы ячеек, расположенных в других блоках, устраненных проблемами; метод может обрабатывать арматуру и стальную сетку [10].Взаимодействие между бетоном с трещинами и арматурой, известное как «сцепление-проскальзывание», косвенно учитывается путем изменения постпикового поведения бетона, которое моделируется эффектом «повышения жесткости при растяжении» для бетона при растяжении [11].

2.4. Свойства материала

В этой статье на конкретные определяющие отношения делается ссылка из Китайских правил проектирования бетонных конструкций (GB50010-2010). Кривая напряжения-деформации показана на рисунке 3. Уравнение кривой одноосного растяжения-растяжения для бетона: где — значение параметра падающего сечения кривой, полученное в соответствии со спецификацией различной прочности бетона; — предел прочности бетона на одноосное растяжение, полученный при испытании материала; — пиковая деформация растяжения, соответствующая одноосному пределу прочности бетона на растяжение; — коэффициент развития разрушения бетона при одноосном растяжении.

Уравнение кривой одноосного сжатия и деформации бетона: где — значение параметра падающего сечения кривой, полученное в соответствии со спецификацией различной прочности бетона; — прочность бетона на одноосное сжатие, полученное при испытании материалов; — пиковая деформация растяжения, соответствующая одноосной прочности бетона на сжатие; — коэффициент развития повреждений бетона при одноосном сжатии; модуль упругости бетона.

В модели конечных элементов определяющая взаимосвязь H-стали, обычной стали и предварительно напряженного стержня представляет собой идеально пластическую модель, которая показана на рисунке 4.

2.5. Типы элементов и граничные условия

ABAQUS предлагает множество элементов; в литературе [12] с использованием балочных элементов «Эйлера-Бернулли» и балочных элементов «Тимошенко» для моделирования бетонной балки и использования ключевого слова Rebar для моделирования ненапряженной стали, но с использованием балочного элемента для моделирования предварительно напряженной бетонной балки, это приблизительное моделирование метод; есть еще недочеты.В этой статье твердый элемент C3D8R использовался для стимуляции бетона; Элемент фермы T3D2 — это линейный компонент, который может выдерживать только растягивающие и сжимающие нагрузки в пространстве, который используется для моделирования ненапряженной стали и предварительно напряженной стали; Балка из Н-стали была смоделирована с использованием четырехузлового элемента оболочки с уменьшенной интеграцией S4R, который позволяет изменять деформацию сдвига с изменением толщины в направлении толщины. Метод ее решения автоматически подчиняется теории толстой оболочки или теории оболочки.S4R — это элемент оболочки с конечной деформацией, учитывающий конечные деформации мембраны, а вращение подходит для анализа больших деформаций [13]. К концам балки были применены простые опорные условия, имитирующие шарнирные и роликовые опоры. Модель конечных элементов показана на рисунках 5 и 6.

В модели два шага нагрузки; на первом этапе учитывается только реакция балки на действующую силу предварительного напряжения и собственный вес; второй шаг — постепенное смещение середины пролета балки.Чтобы предотвратить появление концентрации напряжений в нижней части балки в процессе нагружения, на балку были применены стальные прокладки. Перед применением вертикального смещения были связаны поступательные степени свободы в направлении вертикальной нагрузки всех узлов на поверхности нагружающей поверхности. Учитывая геометрические нелинейные эффекты, на этапе анализа использовался алгоритм «Static General».

3. Сравнительный анализ результатов по конечным элементам

После расчета кривые прогиба средней части балки PSRC, полученные на основе анализа КЭ, и экспериментальных результатов сравниваются на рисунке 7.

На рисунке 7 показано, что максимальная пропускная способность балки () в конечно-элементной модели немного больше экспериментальных значений. Больше результатов можно рассчитать с помощью метода энергетического эквивалента [13]; нагрузка текучести () экспериментальной балки и конечно-элементной модели составляет 234,10 кН и 245,52 кН соответственно, разница между которыми составляет 4,87%; экспериментальная балка смещения текучести составляет 6,58 мм, смещение текучести конечно-элементной модели составляет 6,86 мм, значение разницы составляет 4.26%, и оба значения погрешности контролируются в пределах 5%. Различия в жесткости и несущей способности моделирования методом конечных элементов с результатами экспериментов в основном вызваны тем, что модель не учитывает проскальзывание связи между сталью и бетоном, общие ограничения программы и другие факторы. Кроме того, кривую прогиба нагрузки на рисунке 7 можно разделить на четыре участка: AB — до образования трещин в бетоне, BC — от бетона с трещинами до не подвергающейся напряжению стали, текучести H-стали, CD — от стали, податливой до достижения предельного значения. емкость, а DE — стадия пластической деформации.

4. Анализ поперечной жесткости и напряжений балки PSRC

Прогиб балки состоит из трех частей: во-первых, прогиб балки, создаваемый ее собственным весом; во-вторых, отклонение перевернутой дуги из-за силы предварительного напряжения; в-третьих, прогиб, вызванный нагрузкой. Чтобы исследовать изменение нейтральной оси поперечного сечения и компонентов жесткости сечения в процессе нагружения, были извлечены результаты горизонтального напряжения серии точек поперечного сечения балки при различных смещениях нагрузки.На рисунке 8 показано горизонтальное напряжение серии узлов на среднем участке пролета при различных смещениях (0,5 мм, 2,0 мм, 4,0 мм, 8,0 мм, 13 мм, 17 мм, 25 мм и 40 мм), на котором представлено расстояние от узлов до низа балки.

Как показано на рисунке 8, деформация балки PSRC также может быть разделена на четыре стадии.

Первая ступень . В этой точке смещение нагрузки невелико, сжимающее напряжение, создаваемое силой предварительного напряжения, не компенсируется.В результате напряжение всего поперечного сечения представляет собой сжимающее напряжение, и под действием силы предварительного напряжения нейтральная ось перемещается вниз под нагрузкой на предыдущей стадии.

Вторая ступень . С увеличением смещения нагрузки бетон в нижней части средней секции пролета начинает нести растягивающее напряжение; однако, поскольку смещение нагрузки меньше, бетон в нижней части секции не достигает предела прочности на растяжение, поэтому во всем сечении нет трещин, и жесткость секции можно рассматривать как жесткость, состоящую из предварительно напряженного бетона и H- сталь.

Третья ступень . С увеличением смещения нагрузки бетон в нижней части секции растрескивался и постепенно переставал выдерживать силу растяжения; на рисунке видно, что при увеличении прогиба с 4,0 мм до 13 мм нейтральная ось постоянно перемещается; на этом этапе жесткость секции балки состоит из ограниченного бетонного ядра, бетона по периметру (включая секцию преобразования арматуры) и жесткости H-стали.

Этап четвертый . Нижняя полка из Н-стали будет деформирована при увеличении прогиба нагрузки, что приведет к уменьшению жесткости секции и постепенному поднятию нейтральной оси.Как видно из рисунка, при увеличении прогиба с 13 мм до 25 мм расстояние между нейтральной осью и низом балки увеличивается с 0,13 м до 0,18 м. На этом этапе жесткость сечения балки состоит из ограниченного бетонного ядра, части окружающего бетона и жесткости H-стали. Кроме того, при увеличении смещения нагрузки до того, как бетон на верхней части балки будет разрушен, положение нейтральной оси больше не смещается вверх.

5. Сравнительный анализ несущей способности балки PSRC

В этом разделе для исследования влияния предварительного напряжения на предел текучести, предел прочности и пластичность RC (железобетонной) балки, SRC (железобетонной балки) и изменения механических свойств балки после встроенной H-стали, были созданы четыре численные модели одинакового размера: предварительно напряженные стальные железобетонные балки (PSRC), стальные железобетонные балки (SRC), предварительно напряженные железобетонные (PRC) балки, и железобетонных (ЖБИ) балок, а также проанализированы их механические свойства.

Из рисунка 9 видно, что кривые прогиба в средней части пролета балки SRC обычно имеют двоякую характеристику, которая отличается от трехлинейной характеристики балки RC; это показывает, что луч SRC имеет относительно высокую пропускную способность. По сравнению с балкой PRC предельная несущая способность балки SRC и балки PSRC увеличивается с добавлением внутренней H-стали, а балка SRC и балка PSRC по-прежнему имеют высокую несущую способность в пластической стадии; однако несущая способность балки ПРК после предельной нагрузки резко снижается.По сравнению с балкой SRC, в балке PSRC наблюдается отклонение перевернутой дуги перед нагрузкой, и нагрузка на растрескивание улучшается, поэтому нагрузка на растрескивание балки PSRC составляет 68 кН; растрескивающая нагрузка SRC составляет всего 26 кН; можно подтвердить, что предварительное напряжение может улучшить несущую способность балки в условиях рабочей нагрузки.

Пластичность — важный показатель, отражающий деформацию и рассеяние энергии композитных балок; в этой статье для оценки пластичности балки используется коэффициент пластичности при перемещении, формула расчета которого выглядит следующим образом:

Из таблицы 1 видно, что по сравнению с балкой PRC пластичность и способность балки Балка PSRC была значительно увеличена, пластичность увеличена на 56.49%, а максимальная мощность увеличилась на 35,89%; под влиянием встроенной H-стали улучшение пластичности было более очевидным; кроме того, сравнение балки PRC и балки RC показывает, что добавление предварительно напряженной стали увеличивает нагрузку на растрескивание и увеличивает жесткость сечения балки, но ухудшается пластичность. Понятно, что предварительно напряженная сталь может увеличить несущую способность балки при нормальном использовании, но пластичность балки может снизиться.

86 Классификация балки (мм) (кН) (мм) (кН) 245,52 12,02 284,19 2,05 SRC 7,70 216,40 12,28 238,50 12,28 238,73 9019 PR1 1,31 RC 8,49 144,10 11,46 164,10 1,53

Заключение

(1) Использование конечно-элементной модели ABAQUS позволяет точно моделировать напряжение и деформацию компонентов эксперимента; при условии рациональных граничных условий и точных определяющих соотношений материалов, результаты имеют более высокую достоверность. (2) Кривые прогиба балки SRC при нагрузке в середине пролета обычно имеют двоякую характеристику, которая отличается от трехлинейной характеристики балки RC. . Несущая способность балки PSRC и балки SRC сохраняется на высоком уровне; даже на пластической стадии видно, что балка PSRC и балка SRC обладают более высокой пропускной способностью и пластичностью.(3) Балка PSRC имеет отклонение в виде перевернутой дуги перед нагрузкой, что было преимуществом по сравнению с обычным использованием балки. По сравнению с балкой SRC, балка PSRC дает трещины в последней и имеет большую жесткость сечения и хорошие характеристики восстановления деформации. (4) Предварительное напряжение может улучшить сопротивление балке растрескиванию, но снизить пластичность. Добавление H-стали может улучшить пластичность и предел прочности балки; кроме того, повышение пластичности более значительно.

Конфликт интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

Выражение признательности

Авторы с благодарностью выражают признательность за поддержку Программе фонда естественных наук провинции Чжэцзян (LY16E080006) и Программе фонда науки и технологий города Гуанчжоу (201704020148).

Испытания под циклической нагрузкой на предварительно напряженных и частично предварительно напряженных соединениях балка-колонна

Название: Испытания циклической нагрузкой на предварительно напряженных и частично предварительно напряженных соединениях балка-колонна
Дата: Сентябрь-октябрь 1977 г.
Том: 22
Выпуск: 5
Номер страницы: 84-110
Автор (ы): Роберт Парк, Кевин Дж.Томпсон
https://doi.org/10.15554/pcij.077.84.110

Щелкните здесь, чтобы просмотреть всю статью журнала

Аннотация

Испытания были проведены на десяти узлах бетонной балки и внутренней рамы колонны, подвергнутых статической циклической нагрузке, имитирующей воздействие сильной сейсмической нагрузки. Элементы рамы были почти полноразмерными и содержали различные пропорции предварительно напряженной стали и не предварительно напряженной стали. Была получена информация, применимая к сейсмическому проектированию, касающаяся способности неупругой деформации изгиба и степени повреждения.Поведение рам подчеркнуло необходимость использования поперечной стали в пластмассовых шарнирных зонах изгибаемых элементов и в стержнях соединения балка-колонна, чтобы обеспечить пластичность и избежать разрушения при диагональном растяжении. Пластичность предварительно напряженных балок была увеличена за счет наличия не предварительно напряженной арматуры в зонах сжатия элементов. Было показано, что центральное предварительно напряженное сухожилие на средней глубине в балке, проходящей через соединение, эффективно вносит вклад в прочность на сдвиг сердечника соединения.Предлагается несколько рекомендаций по дизайну.

Список литературы

1. Блейкли, Р.Р.Г., Парк, Р. и Шеперд, Р., «Обзор сейсмической стойкости предварительно напряженного бетона», Бюллетень Новозеландского общества инженеров по сейсмостойкости, т. 3, № 1, март 1970 г. , стр. 3-23.

2. «Сейсмические сооружения», Труды симпозиума Международной федерации преконтрэйнтов, Тбилиси, СССР, сентябрь 1972 г., с. 502.

3. Отчет Комиссии FIP по сейсмическим сооружениям, В.1, Отчеты Комиссии, 7-й Конгресс Международной федерации предварительных контрактов, Нью-Йорк, Нью-Йорк, 1974, стр. 63-74.

4. Комитет 318 ACI, «Требования строительных норм для железобетона (ACI 318-71)», Американский институт бетона, Детройт, штат Мичиган, 1971, стр. 64-67.

5. «Рекомендуемые требования к боковой силе и комментарии», Комитет по сейсмологии, Калифорнийская ассоциация инженеров-строителей, Сан-Франциско, 1973, 146 стр.

6. Комитет 352 ACI-ASCE, «Рекомендации по проектированию соединений балка-колонна в монолитных железобетонных конструкциях», ACI Journal, Proceedings V.73, No. 7, июль 1976 г., стр. 375-393.

7. «Рекомендации по проектированию асейсмических предварительно напряженных бетонных конструкций», Третий проект Комиссии по сейсмическим сооружениям, Международная федерация преконтроля, Лондон, июль 1976 г.

8. Сейсмический комитет Новой Зеландии. Институт бетона, «Рекомендации по проектированию и детализации конструкций из предварительно напряженного пластичного бетона для сейсмических нагрузок»,

Что такое предварительно напряженный бетон? Как это работает?

Предварительно напряженный бетон — это форма бетона, в которой перед приложением внешней нагрузки в бетоне создается начальное сжатие, чтобы напряжение от внешних нагрузок компенсировалось желаемым образом в течение периода эксплуатации.Это начальное сжатие создается высокопрочной стальной проволокой или сплавами (называемыми «арматурой»), расположенными в бетонной секции.

Зачем нужен предварительно напряженный бетон?

Теперь вопрос, зачем нам эта сложность?

Хорошо, прежде чем начать, давайте сначала вернемся к некоторым основам. Мы знаем, что бетон хорош на сжатие, но очень слаб на растяжение. Итак, мы видим, что после внешнего нагружения в нижней части бетона возникла зона растяжения. Итак, он пытается быть удлиненным и угадайте, что? Он трескается.Вот почему мы добавляем несколько стальных стержней в нижнюю часть, чтобы она могла выдерживать большую часть напряжения и предохранять бетон от растрескивания. Это наша традиционная RC-структура. А как насчет некоторых мегаструктур с большей размахом луча? Вспомните эстакаду или знаменитый мост Gateway Bridge в Австралии, мост Incheon Bridge в Южной Корее или ядерный реактор Ringhals в Швеции, где внешняя нагрузка очень высока.

В рамках традиционной железобетонной конструкции для этих больших пролетов балок мы должны обеспечить большую глубину, которая часто бывает слишком большой, чтобы для моста через реку не было достаточно места под мостом, чтобы корабли могли его пройти.А вот и новая концепция — предварительно напряженный бетон. Понятие о преднапряженном бетоне не так уж и сложно. На самом деле практика предварительного напряжения в нашей повседневной жизни намного старше. Представьте себе бочку из деревянных клепок и металлических лент. Тунг-Йен Линь, профессор гражданского строительства Калифорнийского университета, объяснил это во вводной главе своей книги «Проектирование предварительно напряженных бетонных конструкций».

Основной принцип предварительного напряжения применялся в строительстве, возможно, столетия назад, когда веревки или металлические ленты наматывались на деревянные посохи, образуя бочку (см. рис. 1).Когда ленты были затянуты, они находились под предварительным напряжением растяжения, которое, в свою очередь, создавало предварительное напряжение сжатия между стойками и позволяло им противостоять кольцевому натяжению, создаваемому внутренним давлением жидкости. Другими словами, ленты и стойки были предварительно напряжены до того, как они подверглись какой-либо эксплуатационной нагрузке.

Таким образом, в предварительно напряженном бетоне начальное сжатие дается для уравновешивания будущей нагрузкой, которая создаст растяжение.

Как работает предварительно напряженный бетон?

[Источник изображения: Википедия]

Итак, к настоящему времени у меня есть наша концепция.Мы узнали, почему и когда следует использовать предварительно напряженный бетон. Итак, как это работает? В реальной жизни стальные проволоки с высокой прочностью на разрыв вставляются в секцию балки, растягиваются и закрепляются, а затем отпускаются. Теперь стальная арматура хочет получить свою первоначальную длину, и растягивающие напряжения трансформируются в сжимающее напряжение в бетоне. Теперь после нагрузки на балку действуют два вида сил:

1. Внутренняя сила предварительного напряжения
2. Внешние силы (статическая нагрузка, динамическая нагрузка и т. Д.)

Которые должны противодействовать друг другу. Наблюдая за диаграммой моментов, мы найдем что-то вроде этого

[Источник изображения: ptsindia.net]

Предварительно напряженные бетонные материалы

Согласно AASHTO, высокопрочная сем проволочная прядь, высокопрочная стальная проволока или сплавы марки и типа ( как указано проектировщиком) следует использовать в предварительно напряженном бетоне. Кроме того, в предварительно напряженном состоянии требуется более прочный бетон, чем в обычном RC. Как правило, необходимо использовать как минимум 28-дневную прочность цилиндра из бетона 5000 фунтов на квадратный дюйм.Итак, почему этот высокопрочный бетон? Что ж, если бетон недостаточно прочен, он может треснуть или разрушиться, когда на него будут воздействовать сухожилия. Наряду с высокой прочностью на сжатие обеспечивает более высокое сопротивление растяжению и сдвигу, что желательно для предварительно напряженного бетона.

Кроме того, высокопрочный бетон менее подвержен усадочным трещинам. Он имеет более высокий модуль упругости и меньшую деформацию ползучести. В результате потери предварительного напряжения невелики.

Предварительно напряженные бетонные материалы [Источник изображения: журнальная статья с www.mdpi.com]

Машина для производства предварительно напряженных бетонных балок Для коммерческого использования Местное послепродажное обслуживание

Выберите выдающуюся машину для производства предварительно напряженных бетонных балок , предлагаемую на Alibaba.com, для заманчивых сделок и получите блестящие результаты, когда дело доходит до производства плит. Машина для изготовления предварительно напряженных бетонных балок , оснащенная первоклассными изобретениями и технологиями, может похвастаться непревзойденной эффективностью. Они делают производство картона простым и легким в освоении.Прочные материалы, использованные для сборки машины для изготовления предварительно напряженных бетонных балок , обеспечивают долговечность и невероятные результаты.

Просматривая сайт Alibaba.com, вы обнаружите, что машина для изготовления предварительно напряженных бетонных балок входит в удивительную коллекцию, состоящую из обширных моделей и размеров премиум-класса. Соответственно, все покупатели могут найти наиболее подходящую машину для производства предварительно напряженных бетонных балок в зависимости от их промышленных производственных спецификаций. Машина для изготовления предварительно напряженных бетонных балок, загруженная мощными растворами и другими деталями, поддерживает оптимальный эксплуатационный уровень.В результате они особенно энергоэффективны и позволяют значительно сократить расходы на электроэнергию и счета за электроэнергию.

Ярким плюсом для машины для изготовления предварительно напряженных бетонных балок является их элементарное обслуживание в идеальных условиях и оптимальная производственная мощность. Прямой способ очистки гарантирует, что пыль или другие твердые частицы не будут скапливаться, препятствуя их выходу. Машина для изготовления предварительно напряженных бетонных балок уникальна, чтобы исключить ненужный риск травм из-за их очевидных характеристик безопасности.Для упрощения операций, машина для производства предварительно напряженных бетонных балок Производители предоставляют клиентам отличные послепродажные услуги по безупречной установке и техническому обслуживанию.

Инвестирование в эти продукты — огромный шаг, требующий тщательной проверки. Посетите сайт Alibaba.com и откройте для себя увлекательные машины для производства предварительно напряженных бетонных балок серии . Выберите наиболее подходящий вариант и выведите свой бизнес на новый уровень. Делая покупки на сайте, вы сэкономите время и силы, потому что каждый товар дает вам лучшее соотношение цены и качества.

Эксцентриситет предварительного напряжения — конструкция бетона

11.1 Принципы предварительного напряжения

При проектировании железобетонной балки, подвергаемой изгибу, принято, что бетон в зоне растяжения имеет трещины, и что все сопротивление растяжению обеспечивается арматурой. Допустимое напряжение в арматуре ограничивается необходимостью сохранять трещины в бетоне приемлемой ширины в рабочих условиях, поэтому нет никаких преимуществ от использования доступных очень высокопрочных сталей.Следовательно, конструкция неэкономична в двух отношениях: (I) собственный вес включает в себя «бесполезный» бетон в зоне растяжения, и (2) экономичное использование стальных ресурсов невозможно.

«Предварительное напряжение *» означает искусственное создание напряжений в конструкции перед нагрузкой, так что напряжения, которые затем возникают под нагрузкой, являются более благоприятными, чем в противном случае. Поскольку бетон прочен на сжатие, материал в балке будет использоваться наиболее эффективно, если его можно будет поддерживать в состоянии сжатия на всем протяжении.Таким образом, обеспечение продольной сжимающей силы, действующей на бетонную балку, может преодолеть оба упомянутых выше недостатка железобетона. Не только полностью утилизируется бетон, но и устраняется необходимость в обычном армировании растяжением. Сжимающее усилие обычно обеспечивается натянутой стальной проволокой или прядями, которые закреплены на бетоне и. так как напряжение в этой стали не является важным фактором поведения балки, а просто средством приложения соответствующей силы, все преимущества могут быть получены от очень высокопрочных сталей.

Способ, которым могут сочетаться напряжения из-за изгиба и приложенной сжимающей силы, показан на рисунке 11.2 для случая приложенной в осевом направлении силы, действующей по длине балки. Распределение напряжений в любом сечении будет равно сумме напряжений сжатия и изгиба, если предполагается, что бетон ведет себя обломочно. Таким образом, можно определить приложенную силу так, чтобы комбинированные напряжения всегда были сжимающими.

За счет приложения сжимающей силы эксцентрично к поперечному сечению бетона, дополнительное распределение напряжений из-за изгибающих эффектов созданной таким образом пары добавляется к тем, которые показаны на рисунке 11.2. Этот эффект проиллюстрирован на рисунке 11.3 и дает дополнительные преимущества при попытке создать рабочие напряжения в требуемых пределах.

Распределение деформации при изгибе

Раздел B-B

C T

Предварительная гибка

Распределение напряжений — Раздел B-B

Рисунок 11.2

Влияние предварительного осевого напряжения

К Т

Предварительная гибка

Распределение напряжений — Раздел B-B

Рисунок 11.3

Влияние предварительного напряжения эксцентрика

Рисунок 11.3

Влияние предварительного напряжения эксцентрика

C T

Эксцентриситет предварительного напряжения при изгибе при осевом изгибе

Распределение напряжений — Раздел B- B

К Т

Эксцентриситет предварительного напряжения при изгибе при осевом изгибе

Распределение напряжений — Раздел B- B

Ранние попытки достичь этого эффекта были затруднены как из-за ограниченной прочности стали, так и из-за усадки и ползучести бетона при длительном сжатии, вкупе с ослаблением стали.Это означало, что сталь потеряла большую часть своего первоначального предварительного натяжения, и в результате остаточные напряжения были настолько малы, что они не могли быть использованы. Однако теперь возможно производить более прочные бетоны с хорошими характеристиками ползучести, а также стали доступны очень высокопрочные стали, которые могут подвергаться нагрузке до высокого процента от их 0,2% -ного условного предела текучести, например, жестко вытянутые проволоки могут выдерживают напряжения, примерно в три раза превышающие возможные для арматурной стали марки 500. Это не только приводит к экономии количества стали, но и к тому, что эффекты усадки и ползучести становятся относительно меньшими и обычно могут составлять потерю только около 25% от первоначального приложенного усилия.Таким образом, современные материалы означают, что предварительное напряжение бетона является практическим предложением, когда силы создаются за счет прохождения стали через балку и закрепления на каждом конце при высокой растягивающей нагрузке.

11.2 Методы предварительного напряжения

При строительстве напряженного бетона обычно используются два основных метода, главное различие которых состоит в том, выполняется ли процесс натяжения стали до или после затвердевания бетона. Выбор метода будет в значительной степени зависеть от типа и размера элемента, а также от необходимости строительства сборных железобетонных изделий или строительства на месте.

11.2.1 Предварительное натяжение

В этом методе стальные тросы или пряди растягиваются до необходимого натяжения и прикрепляются к концам форм для бетона. Бетон заливается вокруг напряженной стали, и когда она достигает достаточной прочности, анкеры освобождаются, и сила в стали передается бетону посредством сцепления. Помимо долговременных потерь из-за ползучести, усадки и релаксации, происходит немедленное падение силы предварительного напряжения из-за упругого укорачивания бетона.Эти особенности показаны на рисунке 11.4.

Балка с предварительно натянутыми жилами

Рисунок 11.4

Напряжение сухожилий — предварительное растяжение

Читать здесь: Информация

Была ли эта статья полезной?

Что такое предварительно напряженный бетон и как он работает?

Большинство специалистов по бетону понимают, что практически в любой работе, даже если она считается успешной, их бетон может в какой-то мере потрескаться. Однако не все трещины одинаковы.Основная цель большинства бетонных конструкций — попытаться свести к минимуму количество движений, происходящих под нагрузкой, как мост, раскачивающийся при сильном ветре. Вот почему железобетон так популярен. Однако, когда вы комбинируете твердое вещество, такое как сталь, с чем-то изначально хрупким, например, с бетоном, могут возникнуть трещины. Узнайте больше о предварительно напряженном бетоне.

Маленькая эстетичная трещина — это одно. Но глубокие структурные трещины создают множество проблем, от открытия отверстия для проникновения воды до нарушения целостности всей конструкции.Тем не менее, существует метод создания напряжения в бетоне перед объединением со сталью, чтобы создать что-то более универсальное и прочное в качестве конечного железобетонного изделия. Это будет практика предварительно напряженного бетона. Итак, от предварительно напряженных бетонных плит до предварительно напряженных бетонных балок — вот все, что вам нужно знать об этом важном элементе конструкции и о том, как он работает.

Фото Танате Рупрасерт

Общие сведения о конструкции из предварительно напряженного бетона

Итак, что такое предварительно напряженный бетон? Чтобы объяснить это, нам сначала нужно поговорить об обычном железобетоне в качестве сравнения.Обычно все нагрузки веса на железобетонную конструкцию воспринимаются стальной арматурой. Конструкции из предварительно напряженного бетона создают напряжения во всей конструкции. Конечным результатом является продукт, который лучше выдерживает вибрации и удары, чем обычный бетон. Кроме того, это позволяет формировать более длинные и тонкие конструкции, способные выдерживать более тяжелые нагрузки.

Чаще всего это наблюдается в более длинных конструкциях, в том числе с большим пролетом балки.Примеры:

— Балки перекрытия

— Мосты

— Емкости для воды

— Взлетно-посадочные полосы

— Крыши

— Шпалы

— Столбы

Фото Губина Юрия

Что лучше всего 903 проиллюстрировать значение предварительного напряжения?

Допустим, у вас есть стопка книг, которую нужно перемещать по комнате. Если вы попытаетесь удерживать их только снизу, скорее всего, книги будут раскачиваться, и их будет трудно удерживать в устойчивом положении.Однако, если вы держите их снизу и держите руки по бокам, будет намного легче удерживать вещи на месте. Мы использовали этот основной принцип на протяжении большей части нашей истории. Например, столетия назад металлические ленты были прикреплены к деревянным бочкам, чтобы их содержимое лучше удерживалось на месте. Предварительное напряжение бетона берет эту скромную концепцию и применяет ее к нашим современным конструкциям и надстройкам.

Предварительное напряжение бетона требует дополнительных затрат для подрядчиков.Сюда входит стоимость дополнительных материалов и само предварительное напряжение. В целом это сложнее, чем использование железобетона. Тем не менее, все эти предостережения дают важные преимущества, в том числе:

— Повышенная эффективность использования материала в целом

— Возможность работы для пролетов более 35 метров

— Повышенная долговечность, прочность на сдвиг и сопротивление усталости

— Отсутствие трещин даже в условиях максимальной нагрузки

В результате решающим фактором для того, будете ли вы использовать это, как правило, будет то, нужна ли вам дополнительная грузоподъемность или вы работаете с более длинным диапазоном.

Фото Yes058

Как реализовать предварительно напряженный бетон

Итак, теперь мы понимаем необходимость и ценность предварительного напряжения. А как насчет того, как это делается на самом деле? Напряжения сжатия, которые придают предварительно напряженному бетону устойчивость, обычно вводятся одним из двух способов: предварительным напряжением или последующим напряжением.

При использовании предварительного натяжения сталь растягивается перед укладкой бетона. Это влечет за собой установку стальных арматурных элементов между двумя опорами, которые затем растягиваются примерно до 80% своей прочности.Затем бетон заливается в формы вокруг них и затвердевает. Когда бетон затвердеет и приобретет нужную прочность, сталь высвобождается. Сталь будет пытаться вернуться к своей первоначальной длине, создавая растягивающее напряжение, которое становится прочностью на сжатие в бетоне.

Последующее натяжение

Последующее натяжение аналогично, но сталь не растягивается до тех пор, пока бетон не затвердеет. Здесь бетон заливается нерастянутой сталью, но не контактирует с ней напрямую.Как правило, воздуховоды образуются внутри агрегата с помощью тонкостенных стальных форм. После того, как бетон растягивается до необходимой длины, те же самые стальные стержни вставляются и растягиваются относительно блока. Это создает сжатие в бетоне. Это предпочтительный метод для монолитной установки, а также для некоторых крупных проектов, таких как мосты и перекрытия.

При последующем натяжении также обычно необходимо выполнить дополнительный этап, обычно связанный с воздуховодами.Это либо связанная конструкция, либо несвязанная конструкция. Связанная конструкция предполагает заполнение пространства между сухожилием и воздуховодом цементным раствором. Обычно это делается для того, чтобы сталь минимизировала коррозию, но также обычно увеличивает общую прочность конструкции. В этом конкретном растворе используется цемент, вода, а иногда и добавки, без песка.

Несвязанная конструкция — это когда между этим пространством не используется раствор. В этом случае для уменьшения коррозии используется метод водостойкого цинкования.

Фото Dark Caramel

Заключительные мысли

Когда дело доходит до добавления нового компонента в набор услуг вашей конкретной компании, вы идеально подходите для целого ряда новых клиентов. Однако в то же время вы существенно увеличиваете потенциальные расходы для своего бизнеса. Это может варьироваться от затрат на профессиональное развитие до фактического обучения тому, как использовать вещи, чтобы покрыть затраты на материалы / оборудование, такие как предварительно напряженные бетонные цилиндрические трубы.В этих обстоятельствах важно, чтобы подрядчики по бетону имели максимально четкое представление о своих финансах. Это поможет определить, имеет ли смысл разветвляться сейчас или позже.

Для этого вам понадобится самое лучшее программное обеспечение для управления проектами, а это означает использование eSub. Наши возможности облачного хранения данных означают, что вся ваша команда может взглянуть на соответствующие финансовые данные, чтобы узнать, сколько операций стоит в настоящее время и какую пользу может принести добавление предварительно напряженного бетона в смесь.Мы также можем помочь с отслеживанием оборудования и сотрудников после того, как вы начнете.