plik


ÿþPraca naukowa finansowana ze [rodków KBK w latach 2002/2004 jako projekt badawczy Komentarz naukowy do PN-B-03264:2002 Konstrukcje betonowe, |elbetowe i spr|one Cz[ podstawowa Instytut Techniki Budowlanej, Warszawa, marzec 2004 StanisBaw Ku[* Zbigniew Plewako** WYMAGANIA DOTYCZCE PROJEKTOWANIA KONSTRUKCJI SPR{ONYCH 1. Wprowadzenie 1.1. Dualistyczny charakter spr|ania Istot referatu jest spojrzenie na ustalenia rozdziaBów 7 i 8.2 normy PN-02 z punktu widzenia ich przydatno[ci do projektowania konstrukcji spr|onych i sprawdzania wymagaD stanów granicznych u|ytkowalno[ci i no[no[ci, oraz zwrócenie uwagi na dualistyczny charakter spr|ania. DziaBanie to raz jest po stronie obci|eD jako racjonalne oddziaBywanie zewntrzne. W drugim przypadku, po przej[ciu do fazy dekompresji i zarysowania w betonie stal, spr|ajca jest zwykBym zbrojeniem przenoszcym rozcigania, cho pozostawiajcym relikty swojego istnienia przy obliczeniu no[no[ci na  [cinanie , na przebicie i na skrcanie w postaci korzystnych napr|eD osiowych  Ãcp  . ZwykBym, ale szczególnym, gdy| 5 krotnie wy|sza wytrzymaBo[ przy tym samym module spr|ysto[ci nie mogBa by by wykorzystana bez wstpnego nacigu. Drugim celem referatu jest wykazanie, |e ksztaBtowanie przekroju spr|onego i dobieranie jego proporcji na podstawie wymagaD równowagi siB zewntrznych i siB wewntrznych w w przekroju w stanie granicznym no[no[ci i prostoktnego wykresu jest * Prof. dr hab. in|.  Politechnika Rzeszowska ** Dr in|.  Politechnika Rzeszowska znacznie prostsze i wygodniejsze w projektowaniu ni| równie arbitralne zaBo|enie granicznych odksztaBceD µcut d" 3,5 0 a w stali µpult d" 10 0 . Równocze[nie finalne warto[ci s bardzo zbli|one i niewiele si ró|ni, praktycznie nie wpBywaj na wymiary konstrukcji. Ilustracj tego dualizmu jest wykres zmienno[ci siBy w cignach spr|ajcych w czasie spr|ania i u|ytkowania konstrukcji spr|onej w czasie, przedstawiony na Rys. 1. P Fpk ñø 0,80fpk Fpk Ãp0,max d" no[no[ òø0,90f p0,1k óø charakterystyczna Straty wBasne siBowników nacigowych P0 "P (x)  straty tarcia µ ñø 0,75fpk Ãpm0 d" òø0,85f p0,1k óø "Psl  straty po[lizgu w zakotwieniu "Pc  straty spr|yste no[no[ obliczeniowa Pm,0 (tylko przy kolejnym nacigu cigien) (zerwanie cigien) Sytuacja pocztkowa "Pt(t1)  F = 0,9/1,25f A = 0,72F pd pk p. pk straty relaksacji cigien, skurczu i zarysowanie przekroju peBzania betonu (w czasie t ) 1 Ãpmt d" 0,65fpk Pm,t nacig cigien spr|ajcych kotwienie cigien betonowanie spr|ajcych elementu t t t ’! " 0 1 Rys. 1. Zmiany siBy w cignach spr|ajcych w czasie Pokazuje ona kolejne  fazy |ycia konstrukcji spr|onej od chwili wstpnego nacigu cigien a| do uzyskania przez nie wytrzymaBo[ci charakterystycznej w chwili stanu granicznego no[no[ci. Te fazy to: - wstpny nacig do siBy P0 d" 0,8 Fpk , - straty dorazne od po[lizgu cigien w zakotwieniach od cz[ciowej relaksacji cigien, straty tarcia i straty spr|yste stanowic razem okoBo 10% nacigu, - straty reologiczne czyli opóznione spowodowane peBzaniem i skurczem betonu w czasie wynoszce Bcznie do 25-30% pocztkowego nacigu. 0 dorazne " P  straty Wzrost obci|enia t reologiczne (opóznione) " P (t)  straty Sytuacja pocztkowa Sytuacja trwaBa Doprowadzaj one Bcznie do warto[ci siBy w cignach: Ppmt d" 0,65 Fpk (1) po dostatecznie dBugim okresie czasu. Ale je|eli dopuszcza si do pojawienia si rysy w betonie o dopuszczalnej rozwarto[ci wk = 0,2mm, to nastpuje skok napr|eD i odksztaBceD w stali spr|ajcej i od tej chwili przekrój pracuje jako |elbetowy, a cigno staje si zbrojeniem. Jak wida z rysunku 1 warto[ obliczeniowej no[no[ci cigien na zerwanie wynosi wg PN-02: 0,9fpk Fpd = Ap = 0,72 Fpk (2) 1,25 Niewiele wic ró|ni si od ograniczeD napr|eD Pmt. Znajomo[ globalnego wspóBczynnika bezpieczeDstwa jest istotna w sytuacji oceny bezpieczeDstwa konstrukcji istniejcych, kiedy globalny wspóBczynnik bezpieczeDstwa decyduje o jej Bcznej syntetycznej ocenie niezawodno[ci, a nie tylko cz[ciowe wspóBczynniki ³Q i ³M zwizane z obci|eniem i materiaBami. Znajomo[ globalnego wspóBczynnika bezpieczeDstwa po zarysowaniu, a w czasie zaBamania si przy badaniu do zniszczenia jest równie| niezbdne dla oceny no[no[ci konstrukcji. 2. Zmiany dotyczce projektowania i obliczania konstrukcji spr|onych. 2.1. Zmiany te odnosimy do normy PN-B-03264 z roku 2002, w skrócie (PN-02) w porównaniu do norm z lat 1976 i 1984. Dotychczas stosowane metody obliczeD wykazaBy peBne bezpieczeDstwo i trwaBo[ konstrukcji spr|onych, co oznacza, |e ustalone kolejnymi normami i warunkami technicznymi wymagania s wystarczajce dla ich trwaBo[ci. ByBy oczywi[cie w okresie 50 lat przypadki awaryjne, jednak ich przyczyn zawsze byBy konkretne przekroczenia wymagaD, zwBaszcza w zakresie ochrony przed korozj. Oznacza to równie|, |e wiele dotychczas wydanych podrczników, czy poradników projektanta lub in|yniera budowlanego zachowuje swoj warto[ merytoryczn. Warto jednak zwróci uwag na zmiany, jakie dokonaBy si w wymienionym okresie. S one nastpujce: " Zmiana systemu oznaczeD, to znaczy zmiana poprzedniego systemu pochodzenia niemiecko-rosyjskiego na system anglosaski (przekrój  A zamiast  F ,  fck zamiast  Rw , indeks dotyczcy spr|enia  p zamiast  v , rozwarcie rys  w zamiast  af , siBa spr|ajca  P z odpowiednim indeksem zamiast  Nv itd.). " Zmiana systemu jednostek CGS na system SI (napr|enia w N/mm2 = MPa, zamiast kG/cm2, itd.). " Zmiana systemu globalnego wspóBczynnika bezpieczeDstwa, na cz[ciowe wspóBczynniki bezpieczeDstwa dla obci|eD i dla materiaBów wraz z obni|eniem warto[ci tego wspóBczynnika. O ile poprzednio wynosiB on s e" 2,0 (Mn > 2,0Mg lub Mn e" 1,8Mg + 2,2Mp) a nawet w mostach przy obci|eniu zasadniczym s e" 2,5 (Mnb e" 2,5M(g+p)), gdzie indeksy momentów oznaczaj: g  obci|enie staBe, a p  obci|enie u|ytkowe, to obecnie przy europejskich wspóBczynnikach ³f = 1,35 dla obci|eD staBych i ³f = 1,5 dla obci|eD zmiennych, otrzymujemy globalny wspóBczynnik bezpieczeDstwa w stali spr|ajcej: 1,35 1,5 s = Å"1,15 = 1,72 lub s = Å"1,15 = 1,92 0,9 0,9 W Polsce, przy pozostawieniu warto[ci ³f = 1,1 i ³f = (1,2 ÷ 1,3) te globalne wspóBczynniki zmniejszaj si do: 1,1 1,3 s = Å"1,25 = 1,52 lub s = Å"1,25 = 1,8 0,9 0,9 WspóBczynnik 0,9 jest uogólnionym sprowadzeniem wytrzymaBo[ci stali spr|ajcej fpk do umownej granicy plastyczno[ci fp0,1k zgodnie z rys.1. Pogld na obni|enie globalnego wspóBczynnika bezpieczeDstwa daje równie| porównanie warto[ci trwaBych napr|eD w stali spr|ajcej: ëø 1 öø Ãpmt d" 0,65 fpk ìøs = = 1,53÷ø (3) 0,65 íø øø i poprzedniej warto[ci: ëø 1 öø Ãpmt d" 0,55fpk s = = 1,82 (4) ìø ÷ø 0,55 íø øø SBuszne jest wic podniesienie cz[ciowych wspóBczynników bezpieczeDstwa po stronie obci|eD (³f = 1,35÷1,50) a obni|enie w stali do ³s = 1,15. Przeciwn zmian natomiast, ze wzgldu na znacznie wikszy wspóBczynnik zmienno[ci wytrzymaBo[ci betonu ni| wytrzymaBo[ci stali wprowadzono w stosunku do betonu: ³c = 1,5 > ³b = 1,3 dodatkowo jeszcze wprowadzajc ±cc = 0,85 dla konstrukcji o wyjtkowym znaczeniu. Jest to niewtpliwie zgodne z do[wiadczeniem, |e prawie wszystkie konstrukcje spr|one obci|one do zaBamania niszcz si na skutek zgniotu betonu, a nie zerwania stali. Wprowadzenie wymagaD PN-EN 1990: 2004 Eurocode  Podstawy projektowania konstrukcji w postaci zale|no[ci na sum oddziaBywaD Ed: Ed = G + ³Q,1È0,1Qk,1 + È0,jQk,j "³G "³Q,j gdzie: G  obci|enie staBe Qj  kolejne obci|enia zmienne ³G = 1,35 ³Q = 1,50 È0,j = 0,7 prowadzi do zasadniczego zró|nicowania globalnego wspóBczynnika niezawodno[ci w Q funkcji stosunku , oraz dla betonu i stali. I tak dla jednego obci|enia Q1 G otrzymujemy: Ed = 1,35G + 0,7 ×1,5Q = s0G Q Wtedy, gdy 0 < < 1,0 G 1,35 < s0 < 2,4 2,02 < sb < 3,6 1,55 < ss < 2,76 gdzie: s0  sprowadzony wspóBczynnik obci|enia sb  globalny wspóBczynnik dla betonu  gdy ³m = 1,5 ss  globalny wspóBczynnik dla stali  gdy ³m = 1,15 2.2. Zmian zgodn z tendencjami zachodnioeuropejskimi jest okre[lenie no[no[ci przekroju zginanego przy zaBo|eniu pBaskich przekrojów i odksztaBceD granicznych µs= 0,0100 w zbrojeniu rozciganym i równie| spr|ajcym µcm= 0,0035 w skrajnym wBóknie betonu, zgodnie z Rys. 2 i Rys. 3 Mo|na wykaza, |e warunek odksztaBceD stali spr|ajcej µpu d" 1,0% w stanie granicznym no[no[ci jest wtedy speBniony, gdy nie dopuszczamy do zarysowania rozciganego wBókna betonu. Ãs, Ãp Y1860 S7 lub S3  sploty fpk Y1860 C  druty fp0,1k STALE SPR{AJCE PRTY Y1230H SPR{AJCE B 500B fyk stale zwykBe A-0÷A-III µ 0,1% µuk > 3,5% 0,2% µuk > 5,0% 0,2% Rys. 2 Wykres à - µ stali zwykBych i spr|ajcych fyk = 500 N/mm2 granic stali zwykBych bez nacigu jako zbrojenia w |elbecie µs2 As2 -20 -3,50 x 3/7h "µ p,de µ pm,t "µ p Ap As1 µs1 100 00 -20 Rys. 3 OdksztaBcenia betonu i stali w sytuacji pocztkowej i w stanie granicznym no[no[ci Oto przykBad: dla splotu Æ 13Y1860 S7 i betonu B45 (Rys. 3) odksztaBcenia stali wynosz: - od nacigu stali 0,75fpk 0,75 Å"1860 µp = = = 0,00734 co stanowi 90,4% odksztaBceD caBkowitych Ep 190000 - od zginania przekroju do dekompresji na poziomie dolnego wBókna betonu: fcd 23,3 "µpl = ±p = 5,6 = 0,00069 co stanowi 8,5% odksztaBceD caBkowitych Ep 190000 - od dekompresji do zarysowania przekroju: fctm 3,2 "µp2 = ±p = 5,6 = 0,00009 co stanowi 1,1% odksztaBceD caBkowitych Ep 190000 " µ = 0,812% < 1,0% Aczne odksztaBcenie cigna wynosi " µ = 0,00812 co stanowi 100% odksztaBceD caBkowitych przed rozwarciem rysy. Je|eli jednak dopu[cimy do pojawienia si rysy w betonie o rozwarciu dopuszczalnym wk=0,2mm, to odksztaBcenie splotu wzro[nie o przyrost rozBo|ony na odcinek miedzy rysami w 0,2 k - "µp3 = = = 0,00246 sm 81,2 Æ Zredni rozstaw rys wynosi zgodnie z norm PN-02: sm = 50 + 25k1k2 = 81,2mm , a Á wspóBczynniki k1 = 0,8 i k2 = 0,5 przy [rednicy cigna Æ = 13mm i stopniu Ap 100 zbrojeniaÁr = = Aceff 400x600 Przyrost odksztaBceD [rednich stali spr|ajcej po zarysowaniu spowoduje, |e Bczne odksztaBcenie wyniesie = 0,01058 ~ 1%. Wtedy procentowy udziaB odksztaBceD "µp splotu wyniesie: 70 % odksztaBceD od nacigu, 7% odksztaBceD betonu i 23% od rozwarcia rysy wk=0,2mm. Aczne odksztaBcenia splotu µ = 1,0% < µpm = 3,5%, ale konsumuje caBy spr|ysty odcinek wykresu à - µ stali wedBug Rys. 2 i Rys. 3. Równie| napr|eniowy warunek Ãpmt d" 0,65fpk jest zawsze speBniony, gdy| [rednie straty spr|enia od skurczu peBzania i odksztaBceD spr|ystych betonu wynosz okoBo30%. Std Ãpmt = 0,75(1,0 - 0,3)fpk = 0,525fpk < 0,65fpk (9) W przedstawionym obliczeniu pominito wydBu|enie spowodowane relaksacj splotu, gdy| jego wpByw mie[ci si w trwaBych napr|eniach fcd = fck 1,5. O ile straty spr|enia spowodowane skurczem i peBzaniem betonu oraz jego spr|ystym skróceniem powoduj obni|enie odksztaBceD pocztkowych cigna, to równoczesna relaksacja stali "Ãpr w sytuacji pocztkowej powoduje równie|, cho zBagodzony spadek napr|eD o ok. 4%. Std istotne jest stosowanie cigien stabilizowanych o niskiej relaksacji. Interpretacja EC-2 umo|liwia przekroczenie odksztaBcenia 1% je|eli znana jest graniczna warto[ odksztaBceD stali µpu . Niema wic ono charakteru obligatoryjnego i w nowszych tekstach EC-2 jest usunita, gdy| produkcyjne wymagania wg normy EN- 10138 wynosz µpu > 3,5% . Norma PN-02 dopuszcza obie wymienione metody obliczania konstrukcji w stanie granicznym no[no[ci: podstawow i uproszczon. Istota ró|nic pomidzy nimi le|y w podstawowych zaBo|eniach, a w konsekwencji bardzo istotnie w procedurze wymiarowania. W metodzie uproszczonej podstawowym zaBo|eniem jest równowaga siB w przekroju, zaBo|enie prostoktnego wykresu napr|eD w strefie [ciskanej i rezygnacja z zaBo|enia pBaskich przekrojów, a przyjcie w zbrojeniu rozciganym zarówno spr|ajcym jak i zwykBym umownej obliczeniowej granicy plastyczno[ci podzielonej przez cz[ciowy wspóBczynnik bezpieczeDstwa ³p = 1,15 , (w PN - 02 ³p = 1,25 oraz ³s = 1,15) 0,9 fpk fyk Fpd = Ap + As (10) 1,25 1,15 Konsekwentnie dodatkowymi zaBo|eniami s: - przyrost odksztaBceD stali spr|ajcej od dekompresji do no[no[ci ëø fpd ìø1- Ãpmt öø ÷ø "µp = 0,9 , co jak wy|ej wykazano wynosi do okoBo 4,90 a sam Ep ìø fpd ÷ø íø øø nacig cigien do µpm ~ 7%o, a wic w sumie odksztaBcenie niewiele przekracza 100 - w strefie [ciskanej napr|eD wstpnych w stali zmniejszonych o odksztaBcenie graniczne betonu Ãp2 = 400 - Ãpmo [MPa] oraz xeff ,lim 0,8 µcu - ograniczenie wysoko[ci [ciskanej bryBy betonu = d µcu - "µp - µcu = 0,0035 W metodzie podstawowej wedBug EC-2 i PN-02 o no[no[ci decyduje zaBo|enie pBaskich przekrojów i odksztaBcenia graniczne betonu µcu=3,50 oraz odksztaBcenia graniczne stali µpu= µsu= 100 . Za no[no[ zbrojenia spr|ajcego przyjmuje si wg EC-2 efekt dziaBania spr|enia w stanie granicznym no[no[ci, a wic Pmt a nie Fpd. Pm,t = ³p(Pmo - "Pc+s+r ) = ApÃpmt d" Ap Å" 0,65fpk (11) Procedura okre[lenia no[no[ci wymaga jednak znacznie bardziej zBo|onych operacji podawanych zwykle w ukBadzie blokowym), gdy| wymaga rozwizania 7 równaD z niewiadomymi "Ãp, Ãs, x, "µp, µc, Es, i MRd , które przy dobieraniu przekroju nie s znane. Porównanie warto[ci przyrostu odksztaBceD a wic i napr|eD "à = "µp Å" Ep pomidzy metod uproszczon, a metod odksztaBceD granicznych wskazuje |e s one bardzo zbli|one, a ró|nica wynosi okoBo 10% 0,9 PN-02: " Ãp = fpk = 0,72fpk (12) 1,25 EC-2: (13) " Ãp d" 0,65 fpk No[no[ przekroju wedBug PN-02 jest nieco wiksza ni| wedBug EC-2. Ró|nice te wzrastaj, gdy du|e straty spr|enia obni|aj warto[ siBy spr|ajcej Pmt. Równie| merytorycznie bardziej konsekwentne jest wizanie stanu granicznego no[no[ci z fizycznymi wBa[ciwo[ciami stali, gdy| zgodnie z poprzednim rozwa|aniami z chwil dekompresji, tj. zerowymi napr|eniami w betonie na poziomie [rodka ci|ko[ci zbrojenia spr|ajcego spr|enie przestaBo by siB zewntrzn, a staBo si zbrojeniem tak jak zbrojenie stal zwykB. Metod uproszczon jest niewtpliwie wygodniej ksztaBtowa przekrój w pocztkowej, koncepcyjnej fazie projektowania, kiedy jeszcze nieznane s warto[ci strat i Pmt. Z kolei metoda uproszczona ma 50 letni tradycj w Polsce i dobr podbudow do[wiadczaln i projektow. Dlatego w niniejszym opracowaniu przedstawiono w rozdziale procedury obliczania konstrukcji kolejno[ci postpowania w obu metodach, z tym, |e ksztaBtowanie koncepcyjne  dobór wymiarów nastpuje zawsze w oparciu o zaBo|enie równowagi siB wewntrznych w stanie granicznym no[no[ci w projektowej sytuacji trwaBej, oraz o arbitralne  do[wiadczalne zaBo|enie ramienia siB wewntrznych, to jest stosunku h/L. 2.3. Pozostawione zostaBy w normie historyczne polskie terminy strunobeton i kablobeton w stosunku do betonu spr|onego (prestressed concrete). Ich geneza pochodzi std, |e w technologii kotwienia przez przyczepno[ do betonu napitych cigien mo|na byBo w betonie B40-B50 kotwi jedynie cienkie druty Æ 1,5 i Æ 2,5mm ( struny ). Ju| gBadki drut Æ 5mm w[lizgiwaB si w beton, musiaB by specjalnie nagniatany (indented). Po wprowadzeniu splotów (strands) kotwi si wystarczajco nawet sploty Y1860S7 Æ13 i Æ16mm jako strunobeton (pre-tensioning) betonowany na wcze[niej napitych cignach. Kablobeton (post-tensioning) jest natomiast produkowany przy u|yciu tych samych splotów zwykle Æ15,2÷Æ16, ale nacig cigien usytuowanych w osBonach nastpuje w oparciu o beton wcze[niej stwardniaBy. Wtórn przyczepno[ zapewnia iniekcja cementowa. Jedynie bardzo szeroko ostatnio stosowane cigna bez przyczepno[ci (unbonded tendons) usytuowane w gitkich plastikowych osBonkach wypeBnionych woskami lub parafinami ukBadane s w deskowaniach jak zwykBe zbrojenie i kable w osBonkach. Nacigane po stwardnieniu betonu, bez dodatkowej iniekcji jak w klasycznym kablobetonie, trwaBo[ dziaBania zawdziczaj jedynie niezawodno[ci zakotwieD mechanicznych, a nie  wtórnej przyczepno[ci. Wtórnej  to znaczy uzyskanej przez zainiektowanie emulsja cementow. Przyjte zostaBy natomiast, zgodnie z EC-2, nowe terminy  sytuacja obliczeniowa pocztkowa i  sytuacja obliczeniowa trwaBa zamiast uprzednich  stan pocztkowy i  stan u|ytkowy . Wyraz  stan przypisany zostaB stanom granicznym no[no[ci i u|ytkowalno[ci. W pojcie stanu granicznego u|ytkowalno[ci wBczone zostaBy zarówno ograniczenia napr|eD w betonie, jak i w stali spr|ajcej i stali zwykBej oraz szeroko[ci rozwarcia rys  wk , jak i ograniczenia ugi. Zmienione zostaBo natomiast pojcie rysoodporno[ci, cho zachowana zostaBa mo|liwo[ okre[lania pojawienia si rys prostopadBych do osi elementu zginanego oraz rys w przekrojach osiowo i mimo[rodowo rozciganych. Ograniczenie napr|eD [ciskajcych w betonie wprowadzone zostaBo w pocztkowej sytuacji obliczeniowej w poz. 7.1.7 do warto[ci Ãc = 0,6 lub 0,7 fcm oraz w górnych wBóknach belek do Ãc d" 0,6fck w sytuacji trwaBej. Nale|y jednak zwróci uwag na pozytywna rol strzemion zamknitych (confinement) nie tylko w strefach zakotwieD, ale równie| w strefie maksymalnych napr|eD [ciskajcych w górnej strefie belek. Zmniejszaj one peBzanie betonu w tej strefie i zapobiegaj pojawieniu si rys wzdBu|nych w stanie granicznym u|ytkowalno[ci. Istotnym u[ci[leniem jest podziaB dBugo[ci zakotwieD cigien w strunobetonie na 3 ró|nice si warto[ci (p.7.1.7.4 PN02): lbp = ²Æ - dBugo[ zakotwienia w funkcji [rednicy cigna, mm lbpd = 0,8 lbp ÷1,2 lbp - obliczeniowa dBugo[ zakotwienia lp,eff = 1bpd 2 + d2 - dBugo[ rozkBadu Warto[ ² decydujca o dBugo[ci zakotwienia mie[ci si w zakresie: 50 < ² < 75  w zale|no[ci od wytrzymaBo[ci betonu w sytuacji pocztkowej. W obliczeniach warto[ci lbpd = 0,8 lbp jest bliska dotychczasowym polskim do[wiadczeniom i jest istotna przy obliczeniu strefy zakotwienia, warto[ 1,2 lbp jest aktualna dla oceny zakotwienia splotów w stanie granicznym no[no[ci, a dBugo[ rozkBadu okre[la stref, od której napr|enia od spr|enia rozkBadaj si w sposób liniowy. Poprzeczne napr|enie rozcigajce w strefie zakotwieD dzielone s na napr|enia przyczoBowe i wgBbne. W strunobetonie s one rozmyte na caBej dBugo[ci zakotwienia. Dlatego wprowadzono ogóln zasad, |e zbrojenie poprzeczne w obu kierunkach musi by wiksze od 20% obliczeniowej siBy spr|ajcej  Pd i usytuowane zarówno najbli|ej czoBa belki jak i w odlegBo[ci h/2 od niego (0,2 Pd d" Aswfyd). W kablobetonie skrajne warto[ci rozcigaD wystpuj na krawdzi powierzchni docisku, jako przyczoBowe, a jako wgBbne w poBowie wysoko[ci przekroju. Warto[ci uzyskane z obliczeD analiz spr|ysta (Y.Guyon) i uzyskane do[wiadczalnie (Rowe-ZieliDski) ró|ni si ponad dwukrotnie, std precyzyjne ich okre[lenie mo|e by zawsze dyskusyjne, a skrajna teoretyczna warto[ wynosi T ~ 0,4Pd przy dwóch siBach Pd na krawdziach. Dodatkow komplikacj zagadnienia jest korzystne oddziaBywanie docisku od podpory belki w tej samej strefie zakotwieD. Warto[ci poprzecznego wgBbnego zbrojenia w kablobetonie, poza podanym w normie rozkBadem [ciskaD o kcie 2² = 67,4 podawane s zwykle katalogach firmowych, jako zbrojenie spiral pod zakotwieniami. W dalszych rozdziaBach opracowania przedstawiono przebiegi strumieni siB (ST) w strefie zakotwieD. 3. Spr|enie a rysoodporno[ konstrukcji Polskie konstrukcje spr|one byBy projektowane jako w peBni spr|one do 1965r. ze wspóBczynnikiem pewno[ci na zarysowanie sr = 1,15. Od roku 1976 z podziaBem na 3 klasy rysoodporno[ci, jedynie w konstrukcjach kategorii 3, to jest cz[ciowo spr|onych, dopuszczono rysy adop= 0,1 mm. Rysoodporno[ konstrukcji klasy 1 i 2 ró|niBa si tym, |e w klasie 1 uwzgldniono przy okre[laniu momentu rysujcego jedynie spr|enie, to jest korzystne obci|enie zewntrzne, natomiast w klasie 2 spr|enie i [redni wytrzymaBo[ betonu na rozciganie. Efektem takiej filozofii byBo, |e konstrukcje klasy 1 które s [rednio 5÷6 krotnie bardziej odporne na rysy ni| |elbetowe o tym samym przekroju miaBy ukryty dodatkowy zapas bezpieczeDstwa rzdu sr= 1,2 zgodnie z Rys. 4 Ãc = fctm a) + Mcrp Mcr {elbet k = - Mcr - fctk fctm Ãc b) + + Mcrp + = + - + - "fck 0,45fck 0,45fck 0,45fck Ãcp = fck/1,5 (fck - "fck. + fctm) c) pcrp - + + = - pcr 0,45fck (fctm + 0,45fck) fctm Rys. 4 Rysoodporno[ konstrukcji |elbetowych i spr|onych a) zginany przekrój |elbetowy, b) zginany przekrój spr|ony, c) przekrój osiowo rozcigany Wynika to z dodawania si oddziaBywaD zewntrznych napr|eD od spr|enia Ãcp. E" 0,45fck do wBasnych  [rednich  wytrzymaBo[ci betonu na rozciganie, fctm |elbet: Mcr = Wc Å" fctm beton spr|ony Mcrp = Wc Å"(fctm + Ãcp) (wzór 170 PN02) (14) gdzie Ãcp. E" 0,45fck jest napr|eniem na rozpatrywanej krawdzi przekroju z uwzgldnieniem pozytywnej roli obci|eD dziaBajcych w chwili spr|enia, a wic, zgodnie z rys. 6, nawet 4- krotnie wikszych od napr|eD Ãcp od osiowego obci|enia wedBug wzoru 62 w PN02. Miar krotno[ci wikszej rysoodporno[ci przekroju spr|onego jest warto[  k . Mcrp fctm + 0,45fck k = = (15) Mcr fctm gdzie 0,45fck przyjto uwzgldniajc 30% strat napr|eD w betonie w sytuacji trwaBej. Dla skrajnych wytrzymaBo[ci betonu B37 i B60 warto[ wskaznika k wynosi. 30 Å" 0,45 + 2,9 50 Å" 0,45 + 4,1 = 5,7 < k < = 6,5 (16) 2,9 4,1 Wspomniany poprzednio wspóBczynnik bezpieczeDstwa na pojawienie si rys wynosiB wic 0,45fck + fctm dawniej: sr = E" 1,20 . 0,45fck Tak wysoki wspóBczynnik bezpieczeDstwa na zarysowanie jest niewtpliwie przyczyn, |e nie wystpiBy rysy w prawidBowo wykonanych polskich konstrukcjach spr|onych hal i stropów spr|onych prawie na 6 milionach m2 ich powierzchni po 40  45 latach u|ytkowania. W tym uogólnionym porównaniu, odnoszcym si gBównie do elementów prefabrykowanych, przyjto sprawdzony model spr|ystego zachowania si konstrukcji do chwili zarysowania. Ci|ar wBasny w sytuacji pocztkowej jest niewielki w porównaniu z trwaB sytuacj u|ytkow. Korzy[ci spr|ania wzrastaj wraz ze wzrostem obci|enia w czasie spr|enia, a malej wraz ze zmniejszaniem si mimo[rodu cigien zcp ’! 0 w elementach zginanych. Próby podnoszenia à d" 0,7 fcm i pozostawienia przez okres dBu|szy (np. 1 roku) bez obci|eD redukujcych napr|enia od spr|ania, wykazywaBy znacznie wiksze wygicia (sag) caBej konstrukcji lub jedynie deformacji lokalnie przeci|onego przekroju. Beton jest bowiem jedynie no[nikiem, czasem bardzo wielkiej energii, napitych cigien. Analogicznie dodaj si napr|enia od spr|enia Ãcp do wBasnej, [redniej wytrzymaBo[ci betonu na rozciganie fctm w konstrukcjach osiowo rozciganych (Rys. 4c). Zwikszaj równie| 6÷7 krotnie mo|liwo[ przeniesienia ci[nieD wewntrznych  p w rurach, zbiornikach i silosach. Rekordowe ci[nienie w spr|onych rurach |elbetowych uzyskaB Freyssinet w 1935r: p = 90at = 9000kN/m2 Podobna sytuacja wystpuje w [cigach Buków, lub dolnych pasach kratownic spr|onych. W konstrukcjach obrotowo symetrycznych mo|na zwikszy wpByw spr|enia do warto[ci à = 0,6fck, gdy| wpByw peBzania nie jest tak dotkliwy. Aktualnie zgodnie z EC-2 i PN-02 przy podziale [rodowisk na 19 klas ekspozycji dopuszczono rysy o szeroko[ci wlim= 0,2 mm jedynie w [rodowisku bardzo suchym, wewntrz budynków (XC1 i XO) lub w konstrukcjach stale zanurzonych w wodzie. Zmieniona jest równie| definicja dekompresji w betonie, gdy| wymaga [ciskanej warstwy betonu wokóB cigien o grubo[ci nie mniejszej ni| 25 mm, a nie zerowych napr|eD w skrajnym wBóknie strefy rozciganej. Konsekwencje formalne takiej zmiany nie s znaczne, natomiast zwikszanie otulenia z 20 a| do 50 mm spowoduje istotne zró|nicowanie technologii produkcji strunobetonu. Najprawdopodobniej przepis o dopuszczeniu rysy stanie si zbdnym, gdy| producenci i konsumenci bd woleli  trwalsze , niezarysowane konstrukcje, jak wykazuj do[wiadczenia przeszBo[ci. Zmiany w obliczeniu szeroko[ci rozwarcia rys w stanie granicznym u|ytkowalno[ci polegaj na: - uwzgldnieniu przyrostu szeroko[ci rysy w stosunku do warto[ci [redniej - ² - uwzgldnieniu [redniego rozstawu rys - sm - uwzgldnieniu przyrostu odksztaBceD w cignach spr|ajcych i równolegBej stali zwykBej od dekompresji na poziomie ich [rodka ci|ko[ci do pojawienia si rysy oraz wspóBudziaBu rozciganego betonu (tension stiffening) wk = ²smµsm (17) Uwzgldnienia te s w PN-02 bardziej precyzyjne ni| w poprzednich normach. Z analizy odksztaBceD stali spr|ajcej w p. 1. wynika, |e przyrost napr|eD w cignach o du|ej wytrzymaBo[ci i maBym przekroju jest stosunkowo du|y  23%, co oznacza, |e w projektowaniu albo korzystnie jest nie dopuszcza do zarysowania albo zmniejsza przyrost napr|eD przez stosowanie uzupeBniajcego zbrojenia ze stali zwykBej, co jest mo|liwe tylko w kablobetonie. Zwiadomie bowiem przekraczamy  umowne zreszt  odksztaBcenie graniczne stali µpu = 100 . Przedstawione rozwa|ania dotycz konkretnego przekroju. Warto rozwa|y jak zmieniaj si obszary mo|liwych zarysowaD na dBugo[ci belki wraz ze wzrostem siBy spr|ajcej. Ilustruj to Rys. 5 a), b), c), d). Pokazano na nich rozkBad napr|eD i przebieg trajektorii napr|eD gBównych dla przypadku obci|enia skupionego siB Q w [rodku i spr|enia cignami prostymi o sile P = Q; P = 2Q i cignami odgitymi w [rodku zgodnie z wykresem momentu M(Q) i siB P = 4Q. Warto[ci napr|eD w belce dla 4 kolejnych przekrojów zapisano na dolnej i górnej jej krawdzi w funkcji [rednich napr|eD od spr|enia Q Q Ã0 = = (18) A bh L ZaBo|ono = 8 . Napr|enia s sum napr|eD od obci|enia Q wg wzoru: h M 6QL Ã(Q) = = = ±12Ã0 (19) W 4bh2 zmiennych liniowo na dBugo[ci poBowy belki oraz napr|eD staBych na caBej dBugo[ci: - Ã0 Q 6e ëø1 öø Ã(P) = ìø ÷ø = (20) bh + 3Ã0 íø bh2 øø Q Ã0=Q/A f=2Ã0 5Ã0 8Ã0 11Ã0 8Ã0 5Ã0 2Ã0 A=bh a) h/2 Ã0 Ã0 Ã0 Ã0 Ä=0,75Ã0 h h/3 Q Q f0=0 -3Ã0 -6Ã0 -9Ã0 -6Ã0 -3Ã0 0 h/6 Q/2 Q/2 b Q b) Q Q Q/2 Q/2 Q 0 3Ã0 6Ã0 9Ã0 c) h/2 3Ã0 3Ã0 3Ã0 3Ã0 Ä=0,75Ã0 h/3 3Q 3Q 6Ã0 3Ã0 0 -3Ã0 h/6 Q/2 Q/2 Q d) 3Q 3Q Q/2 Q/2 L=8h Q e) 5Ã0 3Ã0 6Ã0 9Ã0 h/2 P=4Q P=4Q 4Ã0 4Ã0 4Ã0 4Ã0 Ä=0,126Ã0 h/3 0 3Ã0 2Ã0 Ã0 h/6 Q/2 Q/2 M(P)=-QL/6 £M=QL/12 M(Q)=QL/4 £V=(0,5-0,332)Q=0,168Q V(P)=4Qsin± = 0,332Q V(Q)=Q/2 Rys. 5 Porównanie napr|eD i trajektorii napr|eD gBównych w przypadku cigien prostych i zmiennego spr|enia pod obci|eniem skupionym Równocze[nie napr|enia styczne: VSS Qbh2 Ä(Q) = = = 0,75 Ão Ib 2bh38b (21) Zakreskowana strefa rozcigaD wg Rys. 5a) obejmuje ¾ dBugo[ci belki. Po zwikszeniu spr|enia do 3Q zmniejsza si do ¼, a caBkowicie jest zlikwidowana dopiero przy P=4Q. Równocze[nie odgite cigno P=4Q zmniejsza siB poprzeczn z warto[ci 0,5Q do 0,332 Q i napr|enia styczne Ä z warto[ci Ä = 0,75Ã0 do Ä = 0,126Ã0 . Pomimo, |e siBa spr|ajca P=4Q sprowadza do zera napr|enia w dolnym wBóknie belki, zapewnienie warunku no[no[ci w stanie granicznym: Msd d" MRd (22) wymaga zbrojenia stal zwykB zgodnie z wzorem: Msd ëø 1 As = - Fpd öø (23) ìø ÷ø z fyd íø øø gdzie z jest ramieniem siB wewntrznych. Oczywi[cie przypadki spr|enia siBami P=Q i P=3Q wymagaj znacznie wikszego dozbrojenia. PrzykBad wskazuje, |e kryteria napr|eniowe i kryterium no[no[ci granicznej nie s jednoznaczne. Je|eli zamiast obci|enia skupionego w [rodku belki mamy do czynienia z obci|eniem cigBym o tej samej sumie na caBej dBugo[ci belki (£qL = Q), to odpowiednie warto[ci siB spr|ajcych bd dwukrotnie mniejsze 4. Spr|enie i siBa poprzeczna ([cinanie) Przy obliczaniu no[no[ci w strefie uko[nego przebiegu strumieni siB [ciskajcych   na [cinanie wprowadzone zostaBy istotne zmiany. - uwzgldnia si korzystne oddziaBywanie cigien odgitych zmniejszajce siB VSd o pionow skBadow siBy spr|ajcej VSd,red = VSd - Pd sin ±o (24) - zmniejsza si szeroko[ [rodnika przenoszcego strumieD siB [ciskajcych o poBow sumy [rednic kanaBów kablowych bwnom = bw - 0,5 "Æ d ze wzgldu na prawdopodobieDstwo niepeBnego ich wypeBnienia zaczynem cementowym (iniekcj antykorozyjn). Je|eli kanaBy s niewypeBnione (jest to niezgodne z wymaganiami technicznymi) lub je[li [rodnik jest osBabiony cignami bez przyczepno[ci, to bwnom = bw -1,2 "Æ d Cigna bez przyczepno[ci s osBonite gitkimi przewodami polietylenowymi i wypeBnione ciasno woskami lub parafinami z inhibitorami korozji, wspóBczynnik 1,2 nie powinien wBa[ciwie mie miejsca. Równie| przy obliczaniu przekrojów przypodporowych na dziaBanie siBy poprzecznej spr|enie mo|e wystpowa korzystnie zarówno po lewej jak i prawej stronie nierówno[ci: VSd d" VRd VSd,red = Vsd - Pd sin ± VRd1 = [0,35kfctd (1,2 - 40Ál )+ 0,15Ãcp]bwd (25) VRd 2 red = ±cVRd 2 = ±c{0,5[0,6(1- fck / 250)]}fcdbwz Ãcp 1,00 < ±c < 1,25; ±c = (rys. 8) fcd RozkBad napr|eD w przekroju od spr|enia à = (1÷4)Ãcp oraz obci|eD zewntrznych Ã(q+p) pokazany zostaB na Rys. 6 -2Ãcp Ã(q+p) d" fcd - + P Ãcp Ãcp Ãcp + P zcp = 0 + + + P - Ãc = Ãcp d" fcd Ãc = 2Ãcp d" fcd Ãc = 4Ãcp d" fcd Ã(q+p) zcp = h/2 zcp = h/6 Rys. 6 RozkBady napr|eD od spr|enia à w zale|no[ci od mimo[rodu zcp W zale|no[ci od mimo[rodu wypadkowej cigien zcp napr|enia we wBóknie skrajnym fcd = fck/1,5 mog zmienia si w zakresie: 1,0Ãcp < fcd < 4,0Ãcp (26) Pm Na osi obojtnej wynosz one zawsze Ãcp = zgodnie ze wzorem 62 lub 141 normy dla Ac zcp = 0, a od obci|eD zewntrznych Ã(q+p) = 0. W przypadku cigien prostych sin± = 0 i pozytywny wpByw spr|enia ma miejsce jedynie po stronie no[no[ci VRd. No[no[ ta na odcinkach belki pierwszego rodzaju  VRd1 , zale|y jedynie od wytrzymaBo[ci betonu na rozciganie fctd, od zbrojenia podBu|nego zakotwionego As na koDcu belki w przypadku ÁL = , oraz od spr|enia osiowego Ãcp. Jego udziaB wynosi bd a| 47% no[no[ci VRd1 dla betonu B50, którego fct = 1,76N/mm2, ÁL = 1% a osiowe spr|enie ograniczone w normie jest (do[wiadczalnie) do Ãcp = 0,2fcd. Zgodnie z Rys. 6 rzeczywiste warto[ci Ãcp mieszcz si w granicach (0,5 ÷ 0,25)fcd w zale|no[ci od mimo[rodu zcp. A B A B + d + ˜ h - + - - A-A ÃgB B-B ÃgB ÃgB ÃgB wykres wykres Rys. 7 Napr|enia gBówne w przekrojach przypodporowych A-A i [rodkowym B-B Nieco mniejszy jest udziaB spr|enia Ãcp w przypadku no[no[ci na  [cinanie na odcinkach belki VRd2 w których przy obecno[ci strzemion uko[nych lub pionowych o no[no[ci decyduje strumieD uko[nych siB [ciskajcych. Sprowadzaj one uko[nie do podpory siBy [ciskajce, które zgodnie z Rys. 7 w przekroju [rodkowym B-B s równolegBe do krawdzi belki, a w przekroju przypodporowym s nachylone. Zbaty przekrój A-A pokazuje zmieniajcy si kt nachylenia napr|eD gBównych [ciskajcych i rozcigajcych ˜ i zmieniajce si ich warto[ci: Ãx + Ãy 1 2 ÃgB = ± (Ãx - Ãy) + 4Ä2 (27) 2 2 gdzie: 2Ä tg 2˜ = Ãx VSd Ä = 0,9h Å" bw Mx y Pm Pmzcp y Ãx = + ± Ics Acs Ics Ãy H" 0 2 ±c 1,75 1,5 1,25 1 0,75 0,5 0,25 0 0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 0,6 Ãcp/fcp Rys. 8 Zmienno[ wspóBczynnika ±c Bez spr|ania, czyli siBy podBu|nej, no[no[ VRd2 wykorzystuje jedynie 24%obliczeniowej no[no[ci na [ciskanie betonu B50 (fcd. = 26,7N/mm2), natomiast ze spr|eniem osiowym Ãcp (Rys. 8) no[no[ ta wzrasta o 25% do 0,3fcd w przypadku gdy spr|enia osiowe Ãcp mie[ci si w granicach 0,25fcd < à < 0,5fcd , co jak pokazano na Rys. 6 zawsze ma praktycznie cp miejsce. Rys. 8 wskazuje, |e zbyt du|e napr|enie [ciskajce Ãcp powy|ej 0,6fcd osBabiaj no[no[ uko[nych strumieni siB. Zwróci nale|y uwag, |e oprócz spr|enia mo|e w zginanym przekroju dziaBa siBa podBu|na N zwikszajca warto[ Ãcp. Spr|enie zwiksza wic no[no[ krzy|ulców o pozytywny wpByw dodatkowych napr|eD [ciskajcych od spr|enia  zarówno na odcinkach VRd1 jak i VRd2. Je|eli natomiast napr|enia [ciskajce osigaj warto[ fcd, to krzy|ulce [ciskane nie mog przenie[ |adnej siBy poprzecznej. W przypadku cigien parabolicznie odgitych skBadowa pionowa cigien zmniejsza lub nawet likwiduje zupeBnie obliczeniow siB poprzeczn VSd, a napr|enia Ãcp analogicznie wpBywaj jak poprzednio na wzrost no[no[ci przekroju. Zgodnie z Rys. 9 dziaBanie skBadowej Vctd w rozciganym cignie jest analogiczne do dziaBania tej skBadowej Vccd w [ciskanym pasie górnym belki Bukowej. (np. znane dzwigary spr|one  KBO ). Kabel lub sploty odgite jak na Rys.9 wywoBuj pionowo skierowany równomierny docisk na beton o warto[ci p d" q, a jak na rys 5, docisk skupiony P=4Qsin ±. 8zcp p = Pm = -q (28) L2 Aby caBkowicie znie[ siB poprzeczn nale|y speBni warunek: VSd = Pdsin± (29) ZakBadajc zcp = h/2 oraz h/L=1/10 i Pd = Pm otrzymujemy kt pochylenia cigna 4zcp 4h ±0 = 11o20 oraz sin ±o ~ tg±o = = = 0,2 i konieczn warto[ siBy spr|ajcej Pd: L 2L VSd Pd = = 5,0VSd 0,2 (30) Taka trasa kabla parabolicznego likwiduje równie| ugicia belki od obci|eD zewntrznych, gdy| p = q. Ma to oczywi[cie miejsce w sytuacji trwaBej, gdy spr|enie odbywa si pod dziaBaniem peBnego obci|enia, w sytuacji pocztkowej gdy spr|enie p > q wywoBuje wygicie do góry (sag). Je|eli trasa parabolicznego kabla podniesiona zostaBaby na koDcach belki a| do górnej krawdzi wtedy analogia dwóch przeciwstawnych pasów  a i  b byBaby peBna, a siBa Pd = 2,67VSd. OddziaBywanie zewntrznej siBy Pd, zgodnie z zasad St. Venanta koncentrowaBoby si jedynie lokalnie. Pojawia si pytanie, co dzieje si, je|eli znika siBa poprzeczna VSO - Pd sin ± = 0 W przypadku belki Bukowej (dzwigary spr|one KBO) ze [cigiem zagity pas górny sprowadza obci|enie wprost do podpory i reakcja jest równa poBowie obci|enia  VS0. W przypadku cigna odgitego równie| reakcja jest równa poBowie obci|enia, natomiast zgodnie z analogi kratownicow strumieD siB [ciskajcych równy reakcji musi by sprowadzony do podpory. Reakcja belki, tak jak obci|enie jest siB zewntrzn, natomiast siBa w cignie jest siB wewntrzn. Nacig cigna jest jednak siB zewntrzn i wywoBuje zarówno pionowe oddziaBywania na dBugo[ci belki jak i pionowe rozciganie rzdu V d" 0,4P > VSd w strefie zakotwienia. Jest ono zmniejszone dziaBaniem reakcji podporowej, która z kolei wywoBuje wzdBu|ne rozciganie (T~0,4RA). Tak wic naro|e belki o zagitym cignie doznaje zarówno pionowych rozcigaD od siBy spr|ajcej P jak i poziomych od reakcji równej RA = VSd. Cigno spr|ajce jest wic jedynie siB wewntrzn. q a) Vccd h P P L P P ± b) p h Vctd zcp MSd VSd Vccd Vctd lub N Rys. 9 Zmniejszenie (likwidacja) siBy poprzecznej VSd przez skBadow pionow siBy Vccd w Buku (a) lub cignie (b) parabolicznym Warto zwróci uwag, |e przy obliczaniu no[no[ci na  [cinanie wystpuje pewna logiczna niekonsekwencja, gdy| napr|enia s cech stanu granicznego u|ytkowalno[ci, a cech stanu granicznego s wytrzymaBo[ci betonu i stali. 5. Wymagania w stosunku do konstrukcji spr|onych 5.1. Cigna Produkcja stali spr|ajcej wynosi obecnie na [wiecie okoBo 2 miliony ton rocznie, z czego okoBo 70% zu|ywa si w strunobetonie, który jest najtaDszym i najbardziej bezpiecznym wyrobem spr|onym. Cigna z pojedynczych drutów zimno-cignionych zostaBy praktycznie caBkowicie wyeliminowane, natomiast najszerzej stosowane s sploty (strands) Æ13  Y1860 S7 lub  0,5 w USA. Najmniejszym przekrojem drutu wedBug normy EN 10138 jest drut (wire) o [rednicy 4 mm   Y1860C . Oznaczenia przyjte w tej normie okre[laj :Y  stale spr|ajce, Rm  nominaln wytrzymaBo[ (N/mm2), C - drut zimno-cigniony (cold drown), d-[rednica drutu prta lub splotu, I  wgniatanie (indented) dla lepszej przyczepno[ci, S splot 3 lub 7 drutowy (strand), G  splot dodatkowo zgniatany przez przeciganie (compacted), H  prt walcowany na gorco (hot rolled), R  u|ebrowanie prta (ribbed). Zrednice drutów mieszcz si w zakresie 4 d" d d" 10mm. Zrednice splotów w zakresie 5,2 < d < 16mm, natomiast [rednice prtów walcowanych na gorco w zakresie 15 < d < 40mm. WytrzymaBo[ stali spr|ajcej (Rm E" fpk) jest funkcj [rednicy wedBug zale|no[ci do[wiadczalnej: R = R Å" d-1/ 6(N / mm2) m ml (20) gdzie Rm1 jest bezwymiarowym wspóBczynnikiem odpowiadajcym technologii produkcji drutu o [rednicy 1mm  2400 < Rm1 < 2600. Stal spr|ajca jest to stal niskostopowa specjalna niespawalna  wedBug EN 10020. Wysok wytrzymaBo[ uzyskuje si przez zwikszenie zawarto[ci wgla (C < 0,9%), dodatki manganu (Mn) i krzemu (Si), obróbk mechaniczn i termiczn. Obróbka mechaniczna polega na przeciganiu przez dysz i zgniataniu , a obróbka termiczna na hartowaniu i odpuszczaniu. Prty grube s hartowane, odpuszczane i wycigane na zimno. Cigna w kablobetonie konstruuje si najcz[ciej ze splotów Æ 16  jedynie w systemie BBR  z drutów prostych. Decyduje o tym rodzaj zakotwienia: szczkowe prawie we wszystkich systemach, gBówkowe w BBR, a gwintowe z nakrtk w zakotwieniu prtów. Prty produkowane s z tej samej stali co [ruby spr|ajce w konstrukcjach stalowych. Na przeszkodzie ich szerokiego stosowania s maBe dBugo[ci handlowe (do 12m) i konieczno[ Bczenia na specjalne zBcza gwintowe. Gwinty s równie| plastycznie wgniatane, a nie nacinane. Za [rednic cigna przyjmuje si w strunobetonie [rednic otworu jaki powstaBby w betonie po wycigniciu cigna, a w kablobetonie [rednic osBonki cigna. Kable o du|ych [rednicach (7Æ16, 12Æ16) umieszczane s w osBonkach metalowych lub polietylenowych, o [rednicach podawanych przez producentów systemów kabli. Zwykle ich [rednica wynosi 1,2 [rednicy sumy poszczególnych splotów. Przekrój kabla zale|y od sposobu nacigu i kotwienia: zespolonego przez wiksze siBowniki (multiforce), czy przez nacig pojedynczych splotów. Zrednica przewodów cigien bez przyczepno[ci umieszczonych w gitkich przewodach polietylenowych wypeBnionych towotem, woskami lub parafinami jest zwykle o 2mm wiksza od samego cigna. S one stosowane przy spr|aniu i wzmacnianiu zbiorników koBowych (zmniejszone tarcie) lub w stropach, w celu likwidacji ugi. 5.2. Rozmieszczenie cigien w przekroju Rozmieszczenie cigien w przekroju zale|ne jest od ksztaBtu tego przekroju i Batwo[ci zabetonowania, ale przede wszystkim od napr|eD jakie mo|na dopu[ci od spr|enia. PrzykBadowo: Chcc wykorzysta dopuszczalne napr|enia fcd = 23,3N/mm2 w betonie B45 w osiowo rozciganym [cigu spr|onym splotem Y1860 S7, o [rednicy 13mm trzeba zwikszy poziomy osiowy rozstaw splotów do 60mm, prawie dwukrotnie w stosunku do minimalnego (26 + 13 = 39mm).Osiowy rozstaw cigien jaki podaje si na rysunkach konstrukcyjnych jest wic funkcj nie tylko technologii wykonania, ale równie| klasy betonu i wytrzymaBo[ci cigien. W kablobetonie rozmieszczenie kabli, najcz[ciej zmienne na wysoko[ci belek nale|y tak projektowa, aby umo|liwi prawidBowe usytuowanie zakotwieD. Wymagane wcicia - wnki na czole belek, niezbdne dla prostopadBego do osi kabla usytuowania zakotwieD, wprowadzenia siBownika nacigowego oraz obetonowania zabezpieczajcego przed korozj s zwykle podawane przez producentów systemów zakotwieD. PrawidBowe rozmieszczenie kabli w przekroju poprzecznym uzyskuje si przez podwizanie osBonek kablowych do zbrojenia monta|owego. Przekroje kabli osBabiaj przed zainiektowaniem zarówno doln póBk belek, jak i [rodnik belek. Dlatego w mostach o wikszej rozpito[ci - powy|ej 50 m - stosuje si przekroje skrzynkowe, w których cz[ kabli umieszcza si wewntrz skrzynki, poza przekrojem betonu, a dewiatory umo|liwiajce odchylenie kabli oraz niektóre zakotwienia sytuuje si na wewntrznych przeponach tych przekrojów skrzynkowych. W ustrojach dwukierunkowo spr|onych kable wzajemnie prostopadBe mog styka si punktowo, nawet wtedy, gdy s zakrzywione i wywoBuj pionowe oddziaBywania. Cigna bez przyczepno[ci w osBonkach polietylenowych s zwykle zdwajane lub Bczone po 2,3 lub 4 w osBonce, a nacigane wspólnym siBownikiem. Ich rozstawy i wymiary zakotwieD s okre[lane aprobatami technicznymi i instrukcjami producenta. 5.3. Kotwienie cigien i zbrojenie poprzeczne strefy zakotwienia Strefa zakotwieD jest t cz[ci elementów spr|onych, w której wystpuje najbardziej zBo|ony stan napr|enia. Oprócz oddziaBywaD czoBowych kabli spr|ajcych lub tych samych, ale rozmytych na dBugo[ci zakotwienia oddziaBywaD strun, wystpuje oddziaBywanie podpory (strefa podporowa) oraz [ciskajcych i rozcigajcych strumieni siB skierowanych do tej podpory. Superpozycja tych siB jest praktycznie niemo|liwa, gdy| ich warto[ci przekraczaj na [ciskanie Ãc < 0,45 fck, a na rozciganie Ãc e" fctm, a wic napr|enia wchodz w stref plastyczn. Konsekwencj negatywn jest pojawienie si rozcigaD przyczoBowych oraz rozcigaD wgBbnych, które mog wywoBywa rozszczepienie, rysy na krawdzi belek, rozciganie wgBbne w osi kabli, odspojenie naro|y lub zmia|d|enie betonu pod zakotwieniami (Rys. 10). Warto[ci siB rozcigajcych podano przykBadowo na rys. 10. a) d) e) b) c) P P P P P 0,15P 0,15P 0,15P 0,24P 0,24P Rys. 10 Rodzaje zniszczenia i strefy rozcigaD elementów w strefie zakotwieD a) zmia|d|enie, b) rozBupanie, c) [cicie, d) rozszczepienie, e) odspojenie Istnieje wiele analogii pomidzy obliczeniem i zbrojeniem konstrukcji na docisk oraz strefy zakotwieD. Zakotwienie cigna o sile spr|ajcej Pd w stalowym bloku kotwicym wymaga te| wywoBania docisku poprzecznego o warto[ci okoBo T ~ 3Pd uzyskanego przez klinowe szczki lub dawniej w systemie zakotwieD sto|kowych przez sto|kowy klin. Zarówno blok stalowy jak i szczki wymagaj stali o wysokiej twardo[ci i wytrzymaBo[ci i s przedmiotem patentów w ró|nych systemach spr|ania. Szczki s zwykle trójdzielne o maBym kcie klina (~ 4,0°), gBadkie w styku ze sto|kiem bloku, a zbate w styku ze splotem. Rys. 11 Typowe zakotwienia szczkowe wielosplotowe z puszk osBaniajc W zakotwieniu strunobetonu przez przyczepno[ tak sam siB musi przenie[ powierzchnia styku z cignem na dBugo[ci zakotwienia. Std wynika konieczno[ ograniczenia siBy w splocie Pd i [rednicy drutu do 5mm lub jego dodatkowego nagniatania dla zwikszenia przyczepno[ci (Pd = 27,6 kN). Podobnie mo|liwo[ci zakotwienia jest ograniczony do Æ16 przekrój splotu  Y 1860S7" (Pd = 209,2 kN). ZostaB on zastosowany po pozytywnych badaniach jedynie w polskich dzwigarach SBFF - 18 wykonywanych z betonu B-40. Splot Æ13 (Pd = 186 kN) jest natomiast powszechnie stosowanym najwikszym cignem w strunobetonie. W kablobetonie caBa koncentracja siBy spr|ajcej jest zwykle na czole belek (Rys. 11). Warto[ci poprzecznych siB rozcigajcych s tym mniejsze im bardziej równomiernie rozmieszcza si zakotwienia odginanych kabli na wysoko[ci belki i im wikszy i korzystniejszy jest stosunek powierzchni docisku Ac0 do powierzchni rozdziaBu Ac1 oraz im mniejsze s siBy w kablach. Warto przypomnie gruntownie do[wiadczalnie uzasadniony wzór na obliczenie zbrojenia strefy zakotwieD ZieliDskiego-Rowe, który niegdy[ byB przedmiotem wielkich sporów z Yves Guyonem, a nadal jest obecnie podawany w angielskich instrukcjach zakotwieD: 2 ëø öø ëø öø ìø ÷ø ìø ÷ø ìø ÷ø k2fctd ÷ø wgBbna siBa rozrywajca: F = k1Pd ìø1- ìø (21) ìø Pd ÷ø ÷ø ìø k3 ÷ø ÷ø ìø ìø ÷ø Ac1 øø øø íø íø F przekrój zbrojenia poprzecznego As = (22) fyd gdzie: Pd  obliczeniowa siBa spr|ajca fctd  obliczeniowa wytrzymaBo[ betonu na rozcigania Ac0 i Ac1  powierzchnia docisku i powierzchnia rozdziaBu Ac0 a1 0,2 < H" < 0,8  stosunek powierzchni docisku Ac0 do powierzchni rozdziaBu Ac1 Ac1 a 0,35 < k1 < 0,18 0,71 < k2 < 0,41 1,28 < k3 < 1,48 Wzrost no[no[ci Pd na skutek zbrojenia poprzecznego uzyskuje si a| do warto[ci siBy niszczcej F d" 1,9fckAc0, to jest prawie dwukrotnie. PrzykBadem zbrojenia strefy zakotwieD wedBug metody ZieliDski-Rowe jest zaBczona strona instrukcji CCL (Tab. 1) przedstawiajca tablic zbrojenia wgBbnego podkotwowego w funkcji siBy spr|ajcej Pd. Obejmuje ona kable od 4 splotowych Æ13, o sile 744kN (U1) a| do najwikszych 19Æ18 o sile 7220 kN. Zbrojenie w funkcji stosunku a1/a, tj. powierzchni docisku do powierzchni rozdziaBu mo|e by zarówno ze zwykBej stali zbrojeniowej (MS) jak i stali o podwy|szonej granicy plastyczno[ci (H.Y.S.). Obliczenie strefy zestawieD obecnie odbywa si albo metod elementów skoDczonych (MES) albo doskonale zwizualizowan metod strumieni siB. Tab. 1 Zbrojenie strefy zakotwieD wedBug metody ZieliDski-Rowe 2a a1 a1 a1 a1 a1 a1 a1 a1 a >2a a a a >a Tr a a a a >a a a Tr ZAKOTWIENIE a1/a 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 Tr=F 100,7 115,1 118,5 117,4 111,8 106,1 99,7 92,3 85,4 kN U1 2 As/2 M.S.*) 380 411 424 419 400 379 356 330 305 mm Pd < 744 2 As/2 219 260 258 256 243 231 217 201 286 mm H.Y.S.**) 102,4 208,7 214,6 212,1 203,7 192,1 1180,6 166,6 154,7 kN Tr=F U2 2 As/2 M.S. 652 746 767 758 724 686 645 595 553 mm Pd < 1463 2 As/2 H.Y.S. 397 454 467 461 44 418 383 362 337 mm Tr=F 274,7 292,1 304,3 303,1 290,0 276,5 260,0 340,8 224,0 kN U3 2 As/2 M.S. 885 1043 1088 1083 1038 988 931 860 800 mm Pd < 2232 2 As/2 H.Y.S. 539 635 663 659 633 601 567 534 487 mm Tr=F 367,2 415,8 420,0 420,0 402,3 381,8 358,8 333,5 300,6 kN U4 2 As/2 M.S. 1312 1485 1500 1518 1440 1364 1282 1188 1106 mm Pd < 3180 2 As/2 H.Y.S. 799 904 913 924 877 830 780 723 673 mm Tr=F 461,5 515,3 624,0 514,3 489,7 463,2 434,8 396,7 372,3 kN U5 2 As/2 M.S. 1648 1841 1872 1836 1749 1654 1663 1417 1330 mm Pd < 3600 2 As/2 H.Y.S. 1003 1120 1139 1118 1086 1007 945 863 809 mm Tr=F 426,8 477,0 495,6 490,7 494,2 460,5 425,3 381,8 328,0 kN U51 2 As/2 M.S. 1525 1704 1774 1753 1765 1603 1519 1364 1172 mm Pd < 3900 2 As/2 H.Y.S. 930 1039 1082 1065 1077 977 927 837 714 mm Tr=F 585,4 655,9 667,3 655,7 624,6 590,0 554,7 511,5 474,9 kN U6 2 As/2 M.S. 2095 2343 2383 2342 2231 2110 1981 1827 1696 mm Pd < 4650 2 As/2 H.Y.S. 1236 1426 1451 1426 1358 1285 1206 1112 1033 mm Tr=F 719,7 808,3 823,9 810,2 772,3 730,8 686,3 632,9 587,8 kN U7 2 As/2 M.S. 2570 2887 2943 2894 2758 2610 2457 2261 2098 mm Pd < 5700 2 As/2 H.Y.S. 1565 1757 1791 1762 1879 1588 1492 1376 1278 mm Tr=F 882,5 1003,4 1028,6 1014,8 868,9 917,7 862,7 795,8 739,2 kN U8 2 As/2 M.S. 3152 3584 3674 3625 3461 3278 3081 2842 2640 mm Pd < 7720 2 As/2 H.Y.S. 1919 2182 2236 2206 2107 1995 1876 1730 1607 mm *)  stal o wytrzymaBo[ci fyk = 350 MPa **)  stal o wytrzymaBo[ci fyk = 450 MPa ZaBczone schematy rozkBadu siB wewntrznych wedBug metody strumieni siB  S&T (strut and tie) przedstawiaj ich przebieg w cignach równolegBych do osi belki (Rys. 12), w naBo|eniu si oddziaBywaD kabla i reakcji podpory (Rys. 13) w zakotwieniu cigien w strunobetonie (Rys. 14) w przekazywaniu siBy spr|ajcej w póBk belki teowej (Rys. 15). Przebieg strumieni siBy w [rodniku i póBce belki teowej, Bcznie z oddziaBywaniem reakcji podpory pokazuje Rys. 16. Warto jednak zwróci uwag, |e w zale|no[ci od stosunku h/L siBy spr|ajce s kilkakrotnie wiksze od reakcji belki i ich dziaBanie jest dominujce. l = h l = h Ã2 Ã2 T3 N1 T3 h/2 h/2 C2 d C3 = T3 F T1 N1 T2 T1 h e a e C2 F a d1 C1 C1 a/4 d1 d1 a/4 d1 Ã1 Ã1 ëø öø F a F e F e bh à ëø1+ öø ëø1- öø 2 C1 = C2 = F ìø ÷ø T1 = ìø1- ; Ã1 = ìø 6 ÷ø à 2 = ìø 6 ÷ø T2 = T3 = 2 1- Ã1 /à dla Ã1 < 0 4 2d1 ÷ø bh h bh h íø øø íø øø íø øø 2 Rys. 12 Przebieg strumieni siB wedBug metody S&T w przypadku pojedynczego kabla równolegBego do osi belki b) a) C2 C1 T1 P C3 Ã Ä x xz V V c) T2 C12 C2 C11 T1 P/2 C3 P/2 V Rys. 13 Przebieg strumieni siB wedBug metody S&T w przypadku Bcznego dziaBania kabla i reakcji podpory (a, b, c  etapy budowy kratownicy siB) (lbpt + h) a) b) T3 T3 h/2 C3 = T3 P T2 h T1 C2 e P d1 C1 lbpt/2 d1 lbpt c) d) Rys. 14 Strumienie siB w zakotwieniu przez przyczepno[ w strunobetonie a) schemat S&T, b) mechanizm zakotwienia, c) zbrojenie, d) rozkBad napr|eD stycznych przyczepno[ci Ãx a) P h b) b Rys. 15 Przebieg strumieni siB wedBug metody S&T w belce teowej a) b) c) Rys. 16 Przebieg strumieni siB wedBug metody S&T w belce teowej z uwzgldnieniem oddziaBywania podpory 5.4. Otulenie cigien spr|ajcych Przez otulenie cigien spr|ajcych rozumie si grubo[ warstwy betonu pomidzy zewntrzn powierzchni elementu spr|onego, a powierzchni tych cigien, to jest splotów w strunobetonie, a osBon kabla w kablobetonie. Zadaniem otulenia jest wytworzenie odpowiedniej powierzchni dla zakotwienia cigien w strunobetonie, ochron stali przed korozj oraz ochron przeciwpo|arow. Wymagania dotyczce grubo[ci otulenia s w konstrukcjach spr|onych wiksze ni| w |elbecie, dlatego mo|na je odnosi do cigien i osBonek, a nie do krawdzi strzemion. Niezwykle wa|ne, cho czsto pomijane jest wymaganie podobnego otulenia czóB belek i zakotwieD kabli i strun, gdy| ono decyduje o trwaBo[ci konstrukcji i zabezpiecza przed korozja. Minimalne grubo[ci otulenia w zale|no[ci od klasy ekspozycji [rodowiska zgodnie z Tab. 21 normy PN-02 mieszcz si w zakresie 15 ÷ 50mm. Grubo[ci otulenia w strunobetonie z uwagi na zapewnienie przyczepno[ci s wiksze i wynosz 26 ÷ 32mm dla splotów gBadkich Æ13 i Æ16, a dla splotów wgniatanych 40 ÷ 48mm. Przyczyn wikszych wymagaD dla otulenia splotów wgniatanych jest krótsza dBugo[ zakotwienia powodujca wiksz koncentracj siBy rozwarstwiajcej. Grubo[ci otulenia równe [rednicy osBonki w najwikszych kablach o no[no[ci Fpk=11718 kN wynosz 140mm, a wic grubo[ [rodnika belki musi by wiksza ni| 420mm. Grubo[ci otulenia ze wzgldów przeciwpo|arowych zale| od wymaganej klasy odporno[ci ogniowej i funkcji konstrukcji i mieszcz si w zakresie 25÷100mm. Ogólnie podsumowujc do[wiadczenia ostatnich lat wymagania dotyczce grubo[ci otulenia betonem oraz wymagania jego jako[ci zostaBy istotnie powikszone gdy| ich jako[ decyduje o trwaBo[ci konstrukcji. 5.5. Zabezpieczenie cigien przed korozj Korozja stali jest najwikszym zagro|eniem trwaBo[ci konstrukcji spr|onych. Polega ona na zniszczeniu stali w wyniku chemicznej lub elektrochemicznej reakcji z otoczeniem. Rozró|nia si korozj ogólna i lokaln oraz korozj w|erow, midzykrystaliczn i napr|eniow. Efekty dziaBania korozji polegaj na lokalnym zmniejszeniu przekroju, utracie cechy cigliwo[ci i zwikszeniu krucho[ci stali. Warunkiem niezbdnym jest obecno[ wilgoci, która w poBczeniu z gazami obecnymi w powietrzu (SO2 , CO2) oraz chlorkami wywoBuje wytworzenie si elektrolitu w pustkach i porach betonu. Szczególnie niebezpieczne s chlorki wapnia lub sodu, które znajduj si w wodzie zarobowej, kruszywie lub [rodkach odladzajcych. Objawami zewntrznymi postpujcej korozji cigien jest pojawienie si rys i pkni w betonie, nagBe pkanie drutów (krucho[ wodorowa), zwikszone odksztaBcenia konstrukcji oraz odspajanie otuliny na zbiornikach i rurach. Stwierdzono niezbicie, |e zasadowe [rodowisko otuliny cementowej o pH = 9÷13 doskonale i caBkowicie zabezpiecza drut przed korozj. BBon pasywacyjn wytwarza Fe2O3CaO. Najlepszym pasywatorem korozji jest cement portlandzki. W znacznie bardziej wra|liwych ni| strunobetonowe konstrukcjach kablobetonowych oraz wantach mostów podwieszonych wprowadzono osBonki kabli nie z blachy, a z twardego polietylenu (HDPE), równie| iniektowane iniekcj cementow. Jeszcze dalszym zabezpieczeniem s kable bez przyczepno[ci umieszczone w gitkich osBonkach polietylenowych wypeBnionych towotem, woskami lub parafinami z inhibitorami korozji. Wtedy szczególnej ochronie musz podlega zakotwienia, w których zarówno stan napr|enia jak i koncentracja wymagaD technologicznych i wytrzymaBo[ciowych jest najwiksza. Stanowi one jedyn gwarancj trwaBo[ci konstrukcji. Rekomendacja fib wskazuje, |e mo|na przewidywa ich trwaBo[ nawet 120 lat. W szczególnych warunkach na stalowe boki kotwice nakrca si gwintowane puszki ze stali niklowo-chromowych wypeBnione woskami antykorozyjnymi. Wszystkie stale spr|ajce musz mie w ate[cie producenta wyniki badaD wra|liwo[ci korozyjnej w znormalizowanym medium korozyjnym. Jest nim 20% roztwór wodny rodanku amonowego NH4SCN, a obiektywn miar czas pknicia próbki nacignitej do 0,8fpk. Czas ten  L" okre[lony jest empirycznym równaniem -9 L = C0Ã-3R (h) m (23) Czas ten wynosi najmniej 1,5 h i 4,0 h dla pojedynczej próbki i 50% dla zbioru badanych drutów lub splotów, a znacznie dBu|ej - do 400 h - dla prtów grubych (o znacznie ni|szej jednak wytrzymaBo[ci). Badania te (FIP Corrosion Test) bdce przedmiotem dBugoletniej dyskusji i sporu w ramach Komisji nr 2 FIP nie maj bezpo[redniej relacji do realnych warunków na budowie, ale s miar jako[ci technologii produkcji stali spr|ajcych. Wynika z nich, |e znacznie wiksze znaczenie negatywne ma podwy|szanie wytrzymaBo[ci stali Rm, ni| wysoko[ nacigu P0 w czasie spr|ania. Jest to oczywi[cie jeszcze jedna ilustracja powszechnej w naturze zasady entropii, stanowicej |e im bardziej rafinowany jest wyrób, tym Batwiej i szybciej podlega degradacji. 5.6. Zbrojenie konstrukcyjne elementów spr|onych Nazw zbrojenie konstrukcyjne stal zwykB okre[la si zwykle: a) strzemiona i zbrojenie poprzeczne b) podBu|ne prty przeciwskurczowe c) zbrojenie konstrukcyjne monta|owe - drabinki do podwieszania kabli d) zbrojenie strefy zakotwienia koDców belek. PodziaB ten jest umowny, gdy| we wspóBczesnych konstrukcjach spr|onych za celowe wrcz zalecane jest Bczenie zbrojenia zwykBego i spr|ajcego. Miar poziomu spr|enia w stanie granicznym no[no[ci jest warto[: Ap0,9 fpk » = (24) Asfyk + Ap0,9 fpk a wic zwizana ze wspólna no[no[ci zbrojenia zwykBego As i zbrojenia spr|ajcego Ap. Jednak zasada ta, sBuszna dla kablobetonu, ma istotne wyjtki zwizane z technologi produkcji. W konstrukcjach strunobetonowych produkowanych na dBugich torach wydajno[ produkcji nie pozwala na dodawanie wzdBu|nego zbrojenia As, a w przypadku produkcji stropów metod wyciskania (extrusion), nawet eliminuje si strzemiona (pByty SPIROLL, SPANNDECK). Remedium przeciw pojawieniu si rys jest wy|sza wytrzymaBo[ i jednorodno[ betonu. Ewentualne pojawienie si górnych rys w przekrojach utwierdzenia na podporach eliminuje si dodatkowym zbrojeniem w czasie monta|u na budowie. Wymagania dotyczce zbrojenia konstrukcji |elbetowych odnosz si w peBni do konstrukcji kablobetonowych, gdzie powikszone minimalne zbrojenie As e" 0,15% pozwala na regulacj dopuszczalnych szeroko[ci rozwarcia rys wk d" 0,2 mm. Ogólnie zaleca si zarówno na strzemiona jak i zbrojenie wzdBu|ne stosowa prty |ebrowane, a nie gBadkie. Na strzemiona zamknite ze wzgldu na krótk dBugo[ zakotwienia, a w zbrojeniu podBu|nym ze wzgldu na zmniejszenie rozstawu rys i zmniejszenie ich szeroko[ci. Rozstaw strzemion nie powinien by mniejszy ni|: w strefie zakotwienia: sw d" z/5 lub 200 mm w pozostaBych cz[ciach belki: sw d" 0,6z lub 400 mm. gdzie  z jest ramieniem siB wewntrznych Nie zaleca si stosowa prtów odgitych, natomiast kt pochylenia strzemion mo|e mie[ci si w zakresie45o < ± ð d" ð ð 90¿. Drabinki sytuowania kabli nie powinny by wykonane z prtów cieDszych ni| Æ12. PrzykBady zbrojenia belek kablobetonowych z uwzgldnieniem kolejno[ci monta|u kabli i strzemion, zespolonych belek strunobetonowych z wystajcymi strzemionami oraz wzBów podporowych belek dwupasowych podano na Rys. 17, Rys. 18, Rys. 19. Szczególnym wyrobem spr|onym wymagajcym zbrojenia s strunobetonowe belki dwuspadkowe. S one produkowane najcz[ciej metod pojedynczych form. W pocztkowej sytuacji projektowej górna póBka podlega zwykle rozciganiu na caBej dBugo[ci, a w sytuacji trwaBej jedynie na koDcach. Rozciganie powinno by przeniesione zbrojeniem stal zwykB, obliczon na caB siB rozcigajc wywoBan w tej strefie przez spr|enie. Odginanie cigien spr|ajcych w strunobetonie jest bowiem technologicznie du|ym i kosztownym utrudnieniem. W belkach o staBej wysoko[ci rol zabezpieczenia przeciw rysom w górnej strefie speBniaj sploty spr|ajce o przekroju Ap2 stanowicym 10 ÷ 15% przekroju cigien dolnych. Polskie do[wiadczenia wskazuj, |e racjonalna jest wspóBpraca stali zwykBej i spr|ajcej. a) b) Rys. 17 PrzykBad zbrojenia belek kablobetonowych i strunobetonowych belka o zBo|onym ukBadzie kabli z trudno[ci dostpu do zbrojenia, belka dwuspadowa przygotowana do zespolenia z pBytami; sploty jedynie w póBce dolnej Rys. 18 Zbrojenie strefy zakotwieD dzwigara kablobetonowego Rys. 19 Zbrojenie strefy zakotwieD dzwigara dwupasowego Pi[miennictwo [1] Eurocode 2: Design of structures. Part 1: General rules and rules for buildings, Final draft 2002. [2] FIP Recommendations fib. Practical design of structural concrete SETO 1999, September 1999. [3] PN-B-03264:2002. Konstrukcje betonowe, |elbetowe i spr|one  Obliczenia statyczne i projektowanie. [4] PN-76/B-03320 Konstrukcje betonowe, |elbetowe i spr|one  Obliczenia statyczne i projektowanie. [5] PN-84/B-03320 Konstrukcje betonowe, |elbetowe i spr|one  Obliczenia statyczne i projektowanie. [6] Prospekty i wydawnictwa: Freyssinet International, BBR-Review, CCL. [7] StanisBaw Ku[, Aleksander WBodarz, Andrzej {órawski: Konstrukcje spr|one. Poradnik Projektanta PrzemysBowego Wydanie III, temat 17 BISTYP Warszawa 1970 [8] StanisBaw Ku[, Zbigniew Plewako: Projektowanie konstrukcji spr|onych. Skrypt Politechniki Rzeszowskiej (w druku). [9] StanisBaw Ku[, Romuald WilczyDski: Obliczanie konstrukcji z betonu na docisk. In|ynieria i Budownictwo nr 6/68. [11] Andrzej Ajdukiewicz, Jakub Mames: Konstrukcje spr|one. Wydanie II, Arkady 2001. [12] Fritz Leonhardt: Vorlesungen über Massivbau-Spannbeton Springer  Verlag Berlin, Heidelberg. New York 1983 [13] Yves Guyon: Prestressed Concrete. John Wiley&Sons 1960 [14] C. Menn: Prestressed Concrete Bridges, Birkhüser-Verlag, Basel 1990 [15] FIB Commision 9 Reinforcing and Prestressing Materials and Systems: Influence of material and processing on stress corrosion, cracking of prestressing steel-case studies. Technical Report, October 2003 [16] fib Commision 5: Durability Specifies for Prestress Concrete Structures: Durability of post-tensionning tendons. Technical Report March 2004 [17] fib Commision 9: Reinforcing and Prestressing Materials and Systems: Recommendation for the Acceptance of Stay-Cable Systems using Prestressing steel, November 2004

Wyszukiwarka

Podobne podstrony:
Referat Wymagania dotyczące projektowania konstrukcji sprężonych Stanisław Kuś, Zbigniew Plewako
Projektowanie i optymalizacja konstrukcji sprężonych
uwagi dotyczÄ…ce projektowania scianki szczelnej
Minimalne wymagania dotyczące bezpieczeństwa przy pracach zagrożonych atmosferą wybuchową
W4 PODSTAWY PROJEKTOWANIA KONSTRUKCJI NS
Konstrukcje sprezone[1]
Projektowanie konstrukcyjne budynków
Ustalenie wymagań dotyczących nowej zabudowy i zagospodarowa
Wymagany zakres projektu … Dz
09 Projektowanie konstrukcyjne
KONSTRUKCJE SPRĘŻONE
Projekt Konstrukcje Zelbetowe Elementy i Hale Bartosz Kuczynski

więcej podobnych podstron