2165

Напрягаемая арматура А-ІV.

Характеристики арматуры:

Rs,ser= 590 МПа, Еs= 19 104 МПа.

Класс бетона по прочности на сжатие В22,5; передаточная прочность бетона принята Rвр= 13 МПа; начальный

модуль упругости бетона Ев= 25,5 103 МПа.

Натяжение арматуры осуществляется «на бетон» электротермическим способом.

Полная величина потерь предварительного напряжения арматуры равна сумме первых и вторых потерь:

где 3 потери от деформации анкеров; 4 потери от трения арматуры о поверхность бетона.

Потери от деформации анкеров определяются по следующему равенству:

Длина одного обжимного кольца

D 3,14 18 56,52м = 56520 мм.

Количество анкерных упоров для кольца – 4 (рис. 26).

Деформации на один анкерный упор

l1 l2 1 1 2мм.

Величина потерь от деформации анкеров

3 2 4 19 104 26,9МПа. 56520

Потери от трения арматуры о поверхность бетона 4 .

При натяжении арматуры электротермическим способом

4 = 0.

Первые потери

loss1 3 4 26,9 0 26,9МПа.

Вторые потери:

Согласно рекомендациям СНиПа [ 4 ]

loss2 7 8 9 11.

7 0,1 sp 20 потери от релаксации напряжения арматуры.

7 0,1 530 20 33МПа.

8 30МПа потери от ползучести бетона.

9 потери от ползучести бетона.

При определении потерь от ползучести считаем, что натяжение напрягаемой арматуры производится при передаточной прочности Rвр= 13 МПа, что соответствует:

классу бетона В22,5;

начальному модулю упругости бетона Ев= 25,5 103 МПа.

Наибольшая площадь стержневой напрягаемой арматуры Аsp=763,5 мм2.

41

Ared A Asp 160 1000 7,45 763,5 165688,1 мм2.

Начальное усилие обжатия

P sp loss1 Asp 530 26,9 763,5 384116,9Н = 384,1 кН.

Напряжение в бетоне

P384117

вр Ared 165688 2,32МПа.

вр 2,32 0,18 0,75.

Rвр 13

Потери от ползучести бетона

9 150 1,00 0,18 27,0 МПа; 1,00 СНиП [4].

Потери от деформации обжатия стыков между блоками

где n – число швов конструкции; l=0,3 мм– обжатие стыка; l – длина натягиваемой арматуры, мм.

Пример. Расчет стенки резервуара по образованию трещин.

Расчет стенки по образованию трещин выполняется по условию

N Ncrc .

Принимаем

Ncrc P,

При электротермическом способе натяжения арматуры (СНиП [4])

Тогда

sp 1 0,54 0,46.

sp loss 530 154,2 375,8 МПа.

Расчет по образованию трещин выполняется для каждой условной зоны, на которые разбивается стенка по высоте

(см. рис. 14). Результаты расчета сводятся в табл. 9.

42

Таблица 9

Проверка условия трещинообразования

3.3.3. Конструкция стенки резервуара и стеновой панели

Конструкция и принцип армирования стенки резервуара при использовании стержневой предварительно напрягаемой арматуры сохраняется такой же, как и при применении проволочной арматуры. Требования к расстоянию между стержнями остаются такими же, как и для проволочной арматуры.

Армирование стенки резервуара предварительно напрягаемой стержневой арматурой показано на рис. 27.

Конструкция и принцип армирования стеновой панели при использовании стержневой напрягаемой арматуры сохраняется такой же, как и при применении проволочной арматуры (см. рис. 21).

4.ШАРНИРНО-ПОДВИЖНОЕ СОЕДИНЕНИЕ СТЕНКИ

СДНИЩЕМ

4.1.Расчетные усилия, действующие в стенке резервуара

При шарнирно-подвижном соединении стенки с днищем в основании стенки возникают силы трения (рис. 28).

Величина их определяется по формуле

где N – нормальная сила; f коэффициент трения стенки о днище.

Сила трения определяется для двух расчетных случаев.

1. Резервуар не засыпан грунтом (случай при гидравлическом испытании резервуара).

В этом случае в стенке резервуара от гидравлического давления воды возникают кольцевые растягивающие усилия, величина которых определяется по формуле

определяемые так же, как и для жесткого соединения стенки с днищем (подраздел 3.1.1).

При определении силы трения Qтр необходимо учитывать выполнение условия

43

где Рmax – гидростатическое давление у низа стенки.

Указанное ограничение для сил трения объясняется следующими соображениями. При Qтр Pmax – кольцевое

2 т

меняет знак. Вместо растяжения – сжатие, что теряет физический смысл.

2. Резервуар засыпан грунтом (случай при эксплуатации резервуара).

От давления грунта в стенке резервуара возникают кольцевые сжимающие усилия. Эти усилия обычно в расчете не учитываются, так как в резервуаре, заполненном водой, они уменьшают величину кольцевых растягивающих усилий, а в опорожненном резервуаре воспринимаются бетонным сечением стенки. При определении усилий в стенке резервуара от давления грунта следует иметь в виду, что в резервуаре, не заполненном жидкостью, возникают изгибающие моменты в меридиональной плоскости.

Величина их определяется по формуле

Обращаем внимание, что максимальный изгибающий момент будет действовать в том сечении, где коэффициент

2 (см. табл.1) будет иметь наибольшее значение.

Пример. Определение расчетных усилий, действующих в стенке резервуара.

Случай 1. Резервуар не засыпан грунтом.

А. Определение сил трения.

Расчет выполним для резервуара, конструкция которого показана на рис. 10. Нормальные силы определяются от веса покрытия и стенки.

1. Вес покрытия.

Покрытие резервуара выполнено из квадратных в плане панелей размером 4,5x4,5 м. Панель окаймлена по контуру ребрами и опирается непосредственно на колонны.

Толщина плиты 10 см.

Высота ребер 40 см.

Ширина ребер:

на уровне низа плиты 20 см;

по низу 15 см.

а) Нагрузка от веса железобетонных панелей на 1 м2:

Расчетная равномерно распределенная нагрузка по площади покрытия: 402 + 72 + 13 = 487 кгс/м2 .

44

Давление на 1 пог.м основания стенки от веса покрытия: 487 4,5 1096 кгс/пог.м = 1,096 тс/пог.м .

2

3.Нагрузка от веса торкретной штукатурки:

наружной – 40 мм (вариант стержневой арматуры);

внутренней – 20 мм.

Нагрузка от веса стенки с штукатуркой

2112 + 824 = 2936 кгс/пог.м = 2,936 тс/пог.м.

Нормальное усилие от веса покрытия и стенки

N1 Nпокр Ncт 1,096 2,936 4,032 4,03 тс/пог.м.

Сила трения

Qтр N1 f 4,03 0,5 2,02 тс/пог.м,

где f =0,5 – при заполнении шва битумной мастикой.

Проверяем условие

Qтр Pmax .

2 т

Рmax=5,28 тс/м (см. табл.2).

т =1,08 (см. подраздел 3.1.1).

Случай 2. Резервуар засыпан грунтом.

45

А. Определение сил трения.

При определении величины нормальной силы для этого случая необходимо к нагрузке N1 (случай 1)

дополнительно добавить нагрузку, находящуюся на покрытии (вес засыпки грунтом, временную нагрузку).

Пример.

Нормальное усилие – случай 1.

N1= 4,03 тс/пог.м.

5875 4,5 13219 кгс/пог.м = 13,22 тс/пог.м.

2

Полное нормальное усилие

N2 = 4,03 + 13,22 = 17,25 тс/пог.м.

Сила трения

Qтр 17,25 0,5 8,63 тс/пог.м.

Б. Определение изгибающих моментов, действующих в вертикальной плоскости стенки.

Меридиональный максимальный изгибающий момент в стенке резервуара определяется по формуле (4.4).

х 0,8 0,74м ( от низа стенки).

т1,08

Величина максимального изгибающего момента равна

M8,63 0,3223 2,58 тc пог.м. 1,08

Обращаем внимание, что местоположение сечения по высоте стенки резервуара, в котором действует наибольший изгибающий момент, может быть определено и по эмпирической формуле

х 0,6 r 0,6 9 0,16 0,72м.

Меридиональный изгибающий момент учитывается при расчете площади сечения вертикальной арматуры стенки резервуара. Дальнейший расчет резервуара выполняется аналогично расчету для варианта жесткого соединения стенки с днищем.

Библиографический список

1.Байков В.Н. Железобетонные конструкции. Общий курс/В.Н. Байков. – М.: Стройиздат, 1991. 2.Бондаренко В.М. Железобетонные и каменные конструкции/В.М. Бондаренко. – М.: Высшая школа, 2002.

46

3.Величкин А.П. Справочник проектировщика инженерных сооружений/А.П. Величкин. – Киев: Будивельник, 1973.

4.СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования. – М., 1989. 5. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия. – М., 1985.

6.Сычев В.И. Унификация железобетонных инженерных сооружений/В.И. Сычев. – М.: Стройиздат, 1971.

47