РАСЧЕТНО - КОНСТРУКТОРСКИЙ

Стр 1 из 4Следующая ⇒

Раздел 2

РАСЧЕТНО - КОНСТРУКТОРСКИЙ

Исходные данные

Место строительства относится к ׀׀׀ Б климатическому району и характеризуется следующими данными:

— Расчетная температура наружного воздуха — (-16⁰ С)

— Нормативная глубина промерзания грунта — 0,8 м

— Расчетная снеговая нагрузка — 1,20 кПа

— Нормативная ветровая нагрузка — 0,60 кПа

— Сейсмичность района строительства — 8 баллов

— Сейсмичность площадки — 8 баллов.

Основные проектные решения

По конструктивной схеме здание является каркасным, с полным каркасом (с навесными наружными стенами). Несущая система в поперечном направлении образованна плоскими рамами, состоящими из колонн, ригелей и отдельных фундаментов. В продольном направлении поперечные рамы соединены между собой ригелями. На ригели поперечных рам опираются круглопустотные плиты перекрытий.

Пространственная жесткость каркаса обеспечивается жесткостью всех узлов рам в поперечном и продольном направлениях, то есть конструктивная схема каркаса – рамная.

Материалы для плиты

Нормативные и расчетные характеристики тяжелого бетона класса В20, при g _b₂=0,9 (коэффициент работы бетона при влажности 75%):

R_bn = R_b,ser = 15 МПа,

R_btn = R_bt,ser = 1,4 МПа;

R_b=11,5´0,9=10,35МПа,

R_bt=0,9´0,9=0,81МПа
Плита подвергается тепловой обработке при атмосферном давлении. Начальный модуль упругости E_b = 27 ´ 10³ МПа

К трещиностойкости плиты предъявляются требования 3-ей категории. Технология изготовления плиты агрегатно-поточная. Натяжение напрягаемой арматуры осуществляется электротермическим способом.

Арматура:

- Продольная напрягаемая класса A-V

- R_sn =R_s _, _ser = 785 МПа,

- R_s = 680 МПа,

- E_s = 19 ´ 10⁴ Мпа

- ненапрягаемая класса Bp–I,

- R_s = 365 МПа,

- R_sw = 265 МПа,

- Е _s = 17 × 104 МПа

Расчет плиты по предельным состояниям первой группы

Определение потерь

Первые потери определяем по таблице 5 (2) поз.1-6.

Коэффициент точности натяжения арматуры g_p=1. Потери от релаксации напряжений в арматуре при электротермическом способе натяжения:

s₁=0.03×s_sp=0.03×745=22,35 МПа

Потери от температурного перепада между натянутой арматурой и упорами: s₂=1,25×65=81,25МПа

Остальные потери s₃, s₄, s₅ – отсутствуют.

Таким образом усилие обжатия P₁ с учетом потерь по поз. 1-5 таблицы 5 (2) равно: P₁=A_s×(s_sp-s₁-s₂)=471×(745-22,35-81,25)=257,84кH

Точка приложения усилия P₁ совпадает с центром тяжести сечения напрягаемой арматуры, по этому: e_op=y₀-а=108,5-30 = 78,5мм

Определяем потери от быстро натекающей ползучести бетона, для чего вычисляем напряжение в бетоне в середине пролета от действия силы P₁ и изгибающего момента М_w от собственной массы плиты.

Нагрузка от собственной массы плиты равна q_w=3,0×1,5=4,5кН/м, тогда

М_w= q_wl₀/8=4,5×5,57²/8=17,45кНм

Напряжение на уровне растянутой арматуры s_bp (т.е. при y= e_op=78.5) будет равно:

(257,84×10³)/(1817,84×10²)+(257,84×10³×78,5-17,45×

×10⁶)×78,5/(1080,86×10⁶)=1,76МПа

Напряжение на уровне крайнего сжатого волокна s_bp¢ (т.е. при у=h-у₀=220-

- 108,5=111,5мм)

s_bp¢=(257,84×10³)/(1817,84×10²)-(257,84×10³×78,5-17,45×10⁶)×111,5/(1080,86×

×10⁶)=0,97МПа

Назначаем придаточную прочность бетона R_bp=20МПа (R =15МПа, R =1,4МПа) удовлетворяющую требованиям п.2.6(2).

Потери от быстро натекающей ползучести бетона будут равны:

- на уровне растянутой арматуры

=0,25+0,025 R_bp=0,25+0,025×20=0,75≤0,8

Поскольку s_bp/ R_bp=1,76/20=0,088£ =0,75, то s₆=40×0,85(s_bp/ R_bp)=40×0,85×

×(1,76/20)=2,99МПа (коэффициент 0,85 – учитывает тепловую обработку при твердении бетона)

– на уровне крайнего сжатого волокна s₆¢=40×0,85(0,97/20)=1,65МПа

Первые потери составят: s_loc₁=s₁+s₂+s₆=22.35+81.25+2.99+106.6МПа

Тогда усилие обжатия с учетом первых потерь

P₁= А_s_p×(s_sp-s_los1)=471(745-106.6)=256.64кН

Определяем максимальное сжимающее усилие в бетоне от действия силы P₁, без учета собственной массы, принимаем у=у₀=108,5мм,

Поскольку s_bp/R_bp=3,59/20=0,18≤0,95, требования п.1.29(2) удовлетворяются.

Определяем вторые потери предварительного напряжения по позиции 8 и 9 таблицы 5 (2).

Потери от усадки тяжелого бетона: s₈–s₈¢=35МПа

Напряжения от действия силы P₁ и изгибающего момента Мw будут равны:

s_bp=

s_bp¢=

Так как s_bp/R_bp£0,75 и s_bp¢/R_bp£0,75, то s₉=150 (s_bp/R_bp)=150×0,85(1,74/20)=11,09МПа

s₉¢=150×0,85(0,97/20)=6,18МПа

Тогда вторые потери будут равны:

s_loc₂=s₈+s₉=35+11.09=46.09МПа

Суммарные потери будут составлять:

s_loc=s_loc₁+s_loc₂=106,6+46,09=152,7МПа³100 МПа, по этому, согласно п. 1.25 (2) потери не увеличиваем.

Усилие обжатия с учетом суммарных потерь будет равно:

P₂= А_s_p×(s_sp-s_los)=471(745-152,7)=238,1кН

Проверку образования трещин в плите выполняем по формулам п. 4.5 (2) для выяснения необходимости расчета по ширине раскрытия трещин и выявления случая расчета по деформациям.

При действии внешних нагрузок в стадии эксплуатации максимальное напряжение в сжатом бетоне равно:

Тогда =1,6-s_b/ R =1,6-3,47/15=1,37³1, принимаем =1, а r_sup= ×

×(W / А_red)=1(996.18×10⁴/1817.84×10²)=54.8мм

Так как при действии усилия обжатия P₁ в стадии изготовления минимальное напряжение в бетоне (в верхней зоне) равно:

то есть будет сжимающим, следовательно верхние начальные трещины не образуются.

Согласно п. 4.5(2) принимаем:

M_r=M_tot=41.07кНм

M_rp=P₂(e_op+r_sup)=238.1×10³(84.5+54.8)=33.17кНм

M_crc= R W + M_r=1,4×1494,27×10⁴+33,17×10⁶=54,1кНм

Так как M_crc=54,1кНм³ M_r=41,07кНм, то трещины в нижней зоне не образуются, то есть не требуется расчет ширины раскрытия трещин.

Расчет прогиба плиты выполняем согласно пп. 4.24, 4.25(2) при условии отсутствия трещин в растянутой зоне бетона.

Находим кривизну от действия постоянной и длительной нагрузок (М=М_l=37,32кНм, _b₁=0.85, _b₂=2)

Прогиб плиты без учета выгиба от усадки бетона при предварительном обжатии будет равен:

Это значит, что прогиб допустимый.

Снеговая нагрузка.

Для расчета поперечной рамы принимаем равномерно распределенную в обоих направлениях нагрузку. Для заданного района строительства (ст. Барсуковская ) по (7) определяем нормативное значение нагрузки от снегового покрова S₀=1,2кПа (район II ) и соответственно полное нормативное значение снеговой нагрузки S=S₀=1,2×1=1,2кПа.

Коэффициент надежности для снеговой нагрузки _f=1.4, тогда расчетная нагрузка на 1м ригеля рамы, с учетом класса ответственности здания будет равна:

P_sn=10.1кН/м

В том числе:

P_sn_,длит=5 кН/м

P_sn_,кратк=5 кН/м

Ветровая нагрузка. Станица Барсуковская находится в V ветровом районе по скоростным напорам ветра. Согласно п. 6.4(7) нормативное значение ветрового давления равно w₀=0.6кПа.

Для заданного типа местности В с учетом коэффициента (табл.6(7)) получим следующие значения ветрового давления по высоте здания:

На высоте до 5м – w_n₁=0,5×0,6=0,3кПа

На высоте 10м – w_n₂=0.65×0.6=0.39кПа

Вычисляем значение нормативного давления ветра на отметке ригеля рамы на расчетной схеме, то есть на отметке 6,295 6,300м и на отметке верха конструкций 7,5м, по интерполяции:

w_n₃=0,54×0,6=0,324кПа

w_n₄=0,575×0,6=0,345кПа

Переменный по высоте скоростной напор ветра, заменяем равномерно распределенной нагрузкой, эквивалентной по моменту в заделке консольной балки длиной 6,3м:

w_n=0,327кПа

Для определения ветрового давления с учетом габаритов здания находим по приложению 4 (7) аэродинамический коэффициент C_l=+0.8 и C_l₃= - 0,4. Тогда с учетом коэффициента надежности по нагрузке _f=1,4 и шаге колонн 6м получим:

— расчетная равномерно распределенная нагрузка на колонну рамы с наветренной стороны w₁=0,327×0,8×1,4×6=2,2кН/м

— с подветренной стороны w₂=0,327×0,4×1,4×6=1,1кН/м

Расчетная сосредоточенная ветровая нагрузка от давления ветра на ограждающие конструкции выше отметки 6,3м:

Исходные данные для расчета поперечной рамы:

— шаг колонн в продольном направлении – 6м

— шаг колонн в поперечном направлении – 6м

— число пролетов в поперечном направлении – 2

— число этажей – 2

— высота этажа – 3,3м

— класс бетона конструкций – В35

— условия твердения бетона – тепловая обработка при атмосферном давлен.

— класс продольной рабочей арматуры – А-III

— класс поперечной арматуры – А-I

Рисунок 2.6 — Расчетная схема поперечной рамы

По результатам комплексного расчета поперечной рамы в ЭВМ принимаем следующие схемы армирования колонн и ригелей:

— Колонна крайнего ряда

Продольная рабочая арматура - симметричная, 4 25А-III, расположенные

в углах сечения колонны.

Поперечная арматура - 8 А-I с шагом 350мм

— Колонна среднего ряда

Продольная рабочая арматура - симметричная, 4 12А-III, расположенные

в углах сечения колонны

Поперечная арматура - 8 А-I с шагом 350мм

— Неразрезной двух пролетный ригель перекрытия

Продольная рабочая арматура у крайних опор - 2 32А-III

Продольная рабочая арматура на средней опоре - 2 36А-III

Продольная рабочая арматура в пролетах - 2 28А-III

Сжатая арматура в пролетах - 2 14А-III

Поперечная арматура - 10 А-I с шагом, на приопорной части ригеля150мм

и в пролете – 250мм

— неразрезной двух пролетный ригель покрытия

Продольная рабочая арматура у крайних опор - 2 20А-III

Продольная рабочая арматура на средней опоре - 2 32А-III

Продольная рабочая арматура в пролетах - 2 22А-III