Prestressed Betong: Betydning, Fordeler og System
Etter å ha lest denne artikkelen vil du lære om: - 1. Betydning av forspent betong 2. Fordeler med forspent betong 3. Systemer 4. Tap 5. Designprinsipper 6. Deksel og spredning 7. T-bjelke Forspredt betongbro 8. Forsterket betongboks -Girder Bridges.
Innhold:
- Betydning av Prestressed Betong
- Fordeler med Prestressed Betong
- Systemer av Prestressing Betong
- Tap av Prestressing Betong
- Konstruksjonsprinsipper for fortrykking av betong
- Deksel og plassering av Prestressing Steel
- T-Beam Prestressed Betong Bridge
- Prestressed Betong Box-Girder Bridges
1. Betydning av forspent betong:
Forsterket betong er at betong hvor interne spenninger er så fremkalt ved anvendelse av en spesiell teknikk at spenningen som er så utviklet er av motsatt natur til de som produseres av de ytre belastningene som død og levende belastning som medlemmet skal bære og som medlemmet skal utformes.
Ved forspenning kan styrken til et medlem økes kraftig siden en del av stressene utviklet av de døde og levende belastninger er nullifisert av forspenningskraften.
2. Fordeler med Prestressed Betong:
Utviklingen av forspent betong har åpnet nye perspektiver i bygging av motorveibroer. Forsterkede betongbroer har mange fordeler i forhold til armert betong, og de fleste av de lange betongveiene er nå bygget av forspent betong.
Disse broene trenger mindre mengde stål, betong og forskaling. Mindre betong i bjelker reduserer de døde lastmomentene og saksene.
Videre blir forspenningsbjelker lettere, og det blir mulig å lansere bjelker i flytende bekker der staging ikke er mulig, eller kostnadene for oppføring vil være enormt høye. I tillegg er det på grunn av den reduserte vekten av de forspenne bjelkene og platen mulig å redusere kostnadene for underkonstruksjon og fundament som forårsaker dermed den samlede økonomien til broen.
Forspenne betongprofiler har ytterligere fordel at hele delen forblir i komprimering og eliminerer derved enhver mulighet for spenningssprekk og at de hellende forspenet sene reduserer skjærkraften ved endene, hvilket resulterer i lagring av skjærforsterkning.
3. Systems of Prestressing Betong:
I forspent brokonstruksjon er etterspenningsmetoden generelt antatt og som sådan bare etterspenning. Følgende forspenningssystemer er svært vanlig brukt i India for denne typen konstruksjon.
Det kan i denne forbindelse nevnes at hovedforskjellen i forskjellige forspenningssystemer ligger i det prinsippet hvor forspenningsstengene eller kablene er stresset og forankret til betongdelene ellers er det ikke mye forskjell enten i utformingsprosedyren eller i konstruksjonen metode.
Jeg. Freyssinet System:
Dette systemet forankrer forspenningskablene ved hjelp av kilehandlinger ved hjelp av to kjegler, kvinnekegle og hannekegle (figur 16.2). Forspenningskabler består vanligvis av 8, 12 eller 18 nos. av enten 5 mm eller 7 mm ledninger, og disse ledningene settes inn mellom veggene på han- og hundekegle, stresset og deretter frigjort. Wireens tilbakekoblingstendens tvinger mannekeglen og låser ledningene ved kilehandling.
Ingen ytterligere rekylering av ledningene er mulig, og disse er permanent forankret til betongdelene. I tillegg injiseres sementmørtel i rommet mellom kabelen og hylsen for ytterligere sikkerhet mot glidning av kablene. Sementbanen beskytter også kablene mot korrosjon.
Både han- og kvinnekeglene er laget av høyverdig betong med tett avstand mellom spiralforsterkning. Hankeglen er litt avsmalnet i form av kil. Spenningen eller spenningen av kablene er laget ved hjelp av Freyssinet jacks laget spesielt for formålet.
Under betong blir kablene beskyttet ved hjelp av metallmantel, slik at det ikke utvikles noen binding mellom betong og forspenningsstål, ellers vil spenning av forspenningsstål ikke være mulig. Spesiell forsiktighet bør utføres for å gjøre kappen lekkasikker.
ii. Magnel-Blaton System:
Dette systemet bruker også 5 mm. eller 7 mm. ledninger som forspenningsstål og prinsippet om forankring av ledningene er det samme som for Freyssinet System viz. ved kilehandling, men hovedforskjellen er at disse kilene er laget av stål i stedet for betong og flatt i form i stedet for konisk kegle av Freyssinet-systemet (figur 16.3).
Disse flate kilene forankrer ledningene ved friksjon mot stål sandwichplater som mot hviler på stålfordelingsplater. Forspenningskraften fra kabelen overføres til slutt til betongelementet gjennom disse fordelingsplater.
Hver stål sandwich plate kan ankre 8 nos. ledninger. Kapasiteten til hver distribusjonsplate er vanligvis flere av 8 ledninger. Disse platene kan støpes på riktig sted til endeblokken under betong eller kan legges med fugemasse under spenningstiden. I Freyssinet-systemet er alle ledningene i en kabel stresset om gangen, men i Magnel-Blaton-systemet er bare to ledninger spenket av gangen.
iii. Gifford-Udall System:
Diameterene av ledninger som vanligvis brukes i dette systemet er 4 mm, 5 mm og 7 mm. Forankringsenheten består av en trykkring, en lagerplate og forankringsgrep (figur 16.4).
Forankringsgrepet er en stålcylinder som har et konisk hull innvendig gjennom hvilken splittet, avsmalnet stålkile settes inn. Ledningen som skal forankres, passeres gjennom stålkilen, presset mellom de to halvdelene. I dette systemet er hver ledning forankret med uavhengig grep, og derfor kan et hvilket som helst antall ledninger anordnes i hver enhet.
Det sylindriske grepet bærer mot stållagerplate gjennom hvilket et antall hull blir boret for å lette passering av ledninger som skal forankres. Lagerplaten bærer igjen mot en trykkring som i siste ende overfører forspenningskraften til betongelementet.
iv. Lee-McCall System:
I motsetning til det ovennevnte systemet, bruker dette systemet høytrekkestenger som vanligvis er 12 mm. til 28 mm. diameter i stedet for ledninger eller kabler. Denne metoden er veldig enkel med hensyn til forankringsenhet som består av en endeplate eller lagerplate og en mutter (figur 16.5). Endene på stolpene er gjenget og under spenning strammes møtene for å hindre tilbakestilling av spenstangen.
Dette systemet har fordelen over andre som stresser kan gjøres i etapper, da det er mulig å stramme mutteren på et hvilket som helst stadium. Tapet på forspenningen på grunn av kryp, avslapping av stål etc. (hvorav de fleste forekommer i de tidlige dager etter forspenning) kan reduseres dersom stengene blir restressed etterpå.
4. Tap av Prestressing Betong:
Tapet av forspenning i medlemmene skjer på grunn av mange faktorer som noen skal tas med i utformingen av medlemmene og noen på tidspunktet for stress. Disse kan kort angis som under:
Jeg. Tap på grunn av Creep in Concrete:
Når betongavsnittet forblir under stress, oppstår permanent belastning eller kryp i betong som reduserer stresset i forspenningene. Mengden kryp avhenger av størrelsen på spenningen i seksjonen og betongalderen ved kalken av forspenningen.
Krympen av betong skal tas som vist i tabell 16.2.
Merk:
(a) Krympestrøm for mellomverdier kan interpoleres lineært.
(b) Spenningen i betong ved sentrifugering av forspenningsstål skal vurderes for beregning av forspenningstap.
(c) Krypstammen under et hvilket som helst intervall skal være basert på gjennomsnittlig stress under intervallet.
ii. Tap på grunn av krymping av betong:
På samme måte som krypestrøm, reduserer krympestrømmen forspenningskraften i forspenningsene. Tapet av forspenning på grunn av krymping i betongen skal beregnes ut fra verdier av belastning på grunn av restkrymping som angitt i tabell 16.3.
Merk:
(a) Verdier for mellomliggende figurer kan være lineært interpolert.
iii. Tap på grunn av Avslapning av stål:
Når høyt strekkstål holdes under stress, oppstår permanent belastning eller avslapping i stål, som normalt kalles, som følge av at forspenningskraften i senen minsker og tap i forspenninger oppstår. Avslappingstapet avhenger av stresset i stål som angitt i tabell 16.4. Når produsentens sertifiserte verdier ikke er tilgjengelige, kan disse verdiene antas i designet.
iv. Tap på grunn av plassering eller sliping av forankringer:
Etter overføring av forspenning til forankringene, oppstår glidning av ledninger eller inntrenging av hankegle eller spenning i forankringene før ledningene blir grepet fast. Disse effektene resulterer derfor i tap av forspenning, verdien av disse skal være i henhold til testresultater eller produsentens anbefalinger. Som grov føring kan glidebrytelsen eller inntrekkingen tas som 3 til 5 mm.
v. Tap på grunn av elastisk kortslutning:
Alle kablene eller ledningene til et forspent medlem er ikke stresset om gangen, men spenning gjøres etter hvert, avhengig av nødvendigheten av å tilfredsstille forskjellige belastningsforhold. Den elastiske belastningen som frembringes av forspenningskraften som påføres på betongelementet, forårsaker litt avslapning i forspenningsene som tidligere har vært stresset.
Det er derfor klart at på grunn av dette fenomenet, vil senen som har blitt stresset i første instans, lide maksimalt tap, og den siste vil ikke lide noe tap. Tapet på grunn av elastisk forkortelse skal beregnes ut fra sekvensen av spenning.
Imidlertid kan det resulterende tap av forspenning av alle ledninger på grunn av elastisk forkortelse antas å være lik lik produktet av modulforholdet og halvparten av spenningen i betong ved siden av senene i gjennomsnitt langs lengden. Alternativt kan tap av forspenning beregnes nøyaktig basert på spenningssekvens.
vi. Tap på grunn av friksjon:
Friksjonstap i forspenningskraft forekommer i forspent medlem og varierer fra seksjon til seksjon. Dette tapet avhenger av ko-effektiviteten av friksjon mellom forspenningssensongen og kanalen.
Friksjonstapet er delt inn i to deler:
i) Lengdeffekt - friksjon mellom senen og kanalen (begge rett).
ii) Krumningseffekt - på grunn av senningens og kanalens krumning utvikles friksjon når senen er stresset og tap av forspenning oppstår.
Størrelsen på forspenningskraften P x i en hvilken som helst avstand x fra jekkenden etter å ha regnet for friksjonstapene på grunn av både lengde og krumningseffekter kan gis med følgende ligning:
P x = P o . e - (KX + μθ) (16, 3)
Hvor P o = Forspenningskraft på kappenden.
P x = Forspenningskraft ved et mellomliggende punkt på avstand x.
K = Lengde eller wobble koeffektiv per meter lengde av stål,
μ = Kurvatur koeffektiv.
θ = Total vinkelforandring i radianer fra jackendelen til punktet som vurderes.
x = Lengden på den rette delen av senen fra jekkenden i meter.
e = Base av naperisk logaritme (= 2, 718).
Verdiene for K og μ varierer for forskjellige typer stål og kanaler eller skedematerialer som angitt i tabell 16.5, og disse verdiene kan brukes til beregning av friksjonstap.
De ulike typer tap som skal tas hensyn til i utformingen av seksjonene og under stressoperasjonen diskuteres. Det har blitt observert at tapene som følge av kryp og krymping av betong og avspenning av stål generelt ligger mellom 15 og 20 prosent for etterspente strukturer.
Tapet som oppstår på grunn av glide i forankringsenheten er prosentandelen glid i forhold til den totale forlengelsen av senen oppnådd ved å understreke den.
Størrelsen på slipen i forankringsenheten avhenger av typen av kil og spenningen i ledningen og det viser seg derfor at forspenningstapet på denne kontoen er mer for korte medlemmer enn for lange medlemmer siden mengden av glidning i begge tilfeller vil være det samme dersom stress i senen og kileforholdet forblir det samme i begge medlemmene.
For viktige broer skal spenningene i bjelkene kontrolleres for 20 prosent høyere tidsavhengige tap, dvs. krype, krympe, slappe av etc. for å sikre en minimal restkompresjon. Friksjonstapet for lange medlemmer spesielt for kontinuerlig en der krumningen i senene endrer retninger, er mer. En gjennomsnittlig verdi på 12 til 15 prosent kan tas som en svært grov guide.
Foreløpige dimensjoner av T-bjelker og boks-bjelker:
De foreløpige dimensjonene til bjelkeseksjonen skal være slik at de tilfredsstiller alle belastningsforholdene både ved konstruksjonstid og under drift. Dimensjonene til forskjellige deler av en bjelkeseksjon er illustrert i figur 16.6 som gir en grov styring av bjelkeseksjonene. Spenningene i bjelken for forskjellige belastningsforhold kan undersøkes med egenskapene til den antatte bjelkeseksjonen.
Om nødvendig kan de antatte dimensjonene til bjelken modifiseres hensiktsmessig for å komme til den nødvendige delen. Dimensjonene på toppflens, bunnflens og bane skal være slik at forspenningskablene kan være innkvartert med passende deksel og avstand er i henhold til kodebestemmelser. Dimensjonene vist i figur 16.6. Imidlertid, for viktige broer, dimensjonene av web for T-bjelke og boks-bjelker.
Tykkelsen på T-bjelke og boksgarn skal ikke være mindre enn 200 mm. pluss kanal diameter. For gjenget konstruksjon, hvis forspenningskablene er forankret i nettet, skal tykkelsen på banen ikke være mindre enn 350 mm. jevnt.
Den omtrentlige dybden av bjelker for forspenne betongdekk kan bestemmes ut fra følgende for å begynne med det foreløpige designet for å oppfylle kravene (L og D er spenning og dybde av bjelker i meter).
a) T-bjelke og slabbroer (7, 5 m. vognvei):
i) For 3 bjelker dekk, D = L / 16
ii) For 4 bjelker dekk, D = L / 18
iii) For 5 bjelker dekker, D = L / 20
b) Box-girder broer:
i) For enkeltcelledekk, D = L / 16
ii) For doble celler dekk, D = L / 18
iii) For tre celledeksel, D = L / 20
HT CABLE (APPROX. NOS.) (For å oppfylle kravene i IRC: 18-1985):
Totalt antall høytrekkekabler (12 ledninger på 7 mm dia) kan antas i den foreløpige utformingen som 1, 6 til 1, 7 ganger spannen i meter. For en 45 m enkelt støttet dekk med 5 Nos bjelker, totalt antall. Kabler som kreves per tommelfingerregel er 45, 0 x 1, 7 = 76, 5.
Antall kabler som faktisk er brukt er 15 Nos (gjennomsnitt) per girder. I en boksbjelkebro med cantilever konstruksjon som har en spenning på 101, 0 m. Antall kabler per tommelfingerregel kommer til 1, 7 x 101 = 171, 7. Antall kabler faktisk brukt = 172 Nos.
5. Konstruksjonsprinsipper for presressed betong:
I ikke-sammensatte dekk plasseres bjelkene side ved side med et gap på 25 til 40 mm. mellom flensene og diafragmaene, fig. 16.7a. Denne typen dekk blir vanligvis vedtatt der hodet er begrenset eller lanseringen av bjelkene er viktig på grunn av vanskeligheter med å sentrere arbeid.
Bjelkene er forgitte i støbegården, forspent og deretter lansert i posisjon av en hvilken som helst enhet. Leddene blir så grouted med sement-sandmørtel og dekkene er forspent i tverrsnitt for å gjøre det stivt og monolitisk.
I komposittdekk kan gjengene på den annen side støpes på stedet eller på forhånd ved støbegården og lanseres etter første forspenning. RC-platen over forspenne bjelker og RC-membraner er støpt og laget kompositt ved hjelp av skjærkontakter. Denne typen dekk er vist i figur 16.7b.
En annen type forspent betong komposittdeksel som illustrert i figur 16.7c benyttes også. I slike dekk kastes gapplater og gapmembraner etter at bjelkene er lansert på plass og dekk og membraner er kryssforspent.
I dekkstykkene som er illustrert i figur 16.7a, forblir spenningene i bjelkene med de samme seksjonsegenskaper gjennom hele seksjonen, siden de seksjonelle egenskaper som områder, seksjonsmodul etc., forblir uendret for alle belastningsbetingelser.
I komposittdekk endres imidlertid delenes egenskaper av bjelkene etter at dekkplaten eller gapplaten er laget i kompositt med bjelkene, og som sådan ved beregning av spenningene skal modifiserte egenskaper av komposittbjelkene tas i betraktning.
Dette betyr at spenningene på grunn av selvbelegg av bjelkene, første forspenningsnivå, vekt av dekk eller spaltplate etc. skal beregnes med ikke-sammensatt bjelkeseksjonen bare når bjelkene ikke er proppet, men etter støping og oppnåelse av den nødvendige styrken i dekkplaten, belastningene som følge av etterfølgende forløp av forspenning, vekt av slitekurs, rekkverk mv og de som skyldes levestyring skal utarbeides på grunnlag av sammensatte seksjonsegenskaper som er større enn de ikke-sammensatte.
Forspenning skjer vanligvis i to eller tre trinn i komposittdekk for å redusere effekten av sekundær dødbelastning, som dekkplater, slitekurs etc., samt å redusere tapene som følge av kryp og krymping så langt som mulig. Dette er en fordel for komposittdekkene over de ikke-sammensatte.
Jeg. Kjernen Avstander:
For ikke-sammensatte bjelker, vil tverrsnittet A og delen Moduli Z t og Z b av seksjonen forblir den samme ved innledningsfasen og i sluttfasen. Derfor, hvis P er forspenningskraften, er M D øyeblikket på grunn av døde belastninger, og M L er øyeblikket på grunn av levestyrke, så spenninger på toppen og bunnen av gireren, dvs. 6 t og 6 b er gitt ved følgende ligninger (se også figur 16.8).
Trykklinjen, dvs. resultatet av trykkspenningene fremkalt av forspenningskraften, faller sammen med forspenningsprofilen når de eksterne belastningene ikke virker på strålen. Trykklinjen skifter med påføring av ytre belastninger for å tilveiebringe armen som er nødvendig for motstandsdyktig paret. Disse er vist i (figur 16.9).
De to verdiene er like hvis 6 o = [(6 b . Y t ) + (6 t .y b ) / D]. Ordinaten ab er skiftet av trykklinjen under dødlastmomentet M D, og hvis C ikke beveger seg opp til b dvs. skiftet, S = M D / P <ab, men hvis C beveger seg utenfor b (mot 0), så skift S <= M D / P> ab.
Stressfordeling under disse forholdene er vist i figur 16.9a. Stress på bunnen av fiber under dødbelastning og forspenning bør ikke overstige 6 b (maks) og stress på toppfiber under dødlast og forspenningen skal være så nært som mulig til 6 t (min). Denne tilstanden er tilfredsstilt når S = ab. Avstanden ob betegnet ved K b er kjent som "bunn eller nedre kjerne" avstand som er gitt av,
På samme måte er spenningsfordelingen under forspenning, dødbelastning og levelast vist i figur 16.9b. Under disse belastningsbetingelsene blir trykkledningen forskjøvet til t. Ordinaten ot betegnes som "toppen eller øvre kjerne" avstanden.
Siden minimumspresset styrer utformingen, er kjerneavstandene K b og K t gitt ved ligningene 16.11 og 16.15, som er som nedenfor:
Profilen til den resulterende forspenningen langs lengden av strålen kan oppnås fra lokiene til kjerneavstandene i betraktning av variasjonen av bøyemomentet sammen med spenningen.
På grunn av ovenstående skal den resulterende forspenningsprofilen være lokalisert innenfor sonen gitt av:
Begrensningssonen for en enkelt støttet stråle under jevnt fordelt last er vist i figur 16.10. Begrensningssonen er vedlagt kurver for M D / P og + (M D + M L ) / P og målt nedover fra linjene bb og tt.
Det obligatoriske punktet for passering av forspenningsprofilen oppnås når a og c sammenfaller. Poenget a vil være under c når delen er utilstrekkelig, men over c når delen er overdimensjonert.
Omtrentlige kjerneavstander:
Kjerneavstandene har viktig rolle i utvelgelsen av seksjonene, og som sådan er en omtrentlig metode for bestemmelse av kjerneavstandene gitt nedenfor:
Minimumspenningen 6 t (min) i figur 16.9a og 6b '(min) i figur 16.9b kan antas som null uten merkbar feil. For denne tilstanden av trekantet spenningsfordeling, kan tyngdepunktet av de klekkede områdene i (figur 16.11a og 16.11b) betraktes som topp- og bunnkjerner omtrent.
ii. Seksjonens utforming:
Tilstrekkigheten til den forspenne betongbjelkeavsnittet bør kontrolleres med hensyn til følgende:
en. Stress under ereksjon og i drift:
Spenningen på topp- og bunnfibre på grunn av virkningen av død belastning, forspenning og levetid bør forbli innenfor de tillatte grensene. Momentene produsert på grunn av død last, levetid og eksentrisitet av forspenningskraften skal vurderes for dette. Kabelprofilen må festes tilsvarende.
b. Ultimate styrke for bøying:
Girders bør også kontrolleres for deres ultimate styrke. For dette formål må de siste øyeblikkene av motstanden til bjelkene samt de endelige øyeblikkene som kan bli produsert på grunn av visse overbelastninger, også må utarbeides og sammenlignes.
Girders kunst som skal kontrolleres for følgende ultimate belastninger:
i) Ultimate load = 1, 25G +2, 0 SG +2, 5 Q (16, 23)
under normal eksponeringstilstand.
ii) Ultimate load = 1, 5 G + 2, 0 SG + 2, 5 Q (16, 24)
under alvorlig eksponeringstilstand
iii) Ultimate load = G + SG + 2, 5 Q (16, 25)
hvor død belastning forårsaker effekter som er motsatt de av levende belastning.
I de ovennevnte uttrykkene er G, SG og Q permanent last, overlappende dødbelastning (som død last av forhåndsbestemt gangsti, håndskinner, slitekurs, verktøystjenester osv.) Og levestrømmer inkludert innvirkning.
De ultimative øyeblikkene av motstand for betong eller stål er gitt av:
i) M u av betong = 0, 176 bd 2 fck for rektangulær seksjon (16.26)
ii) M u av betong = 0, 176 bd 2 fck + (2/3) x 0, 8 (Br - b) (d - t / 2) t. fck for en T-seksjon. (16, 27)
iii) M u av stål = 0, 9 d Som f P (16, 28)
Hvor b = Bredden på den rektangulære delen eller banen til T-strålen
D = Effektiv strålebjelke fra CG av HT Steel
f ck = Kjennetegn styrke av betong
B f = Bredden på T-strålens flens.
T = Tykkelsen av T-strålens flens.
A S = Området med høyt strekkstål.
fp = Den ultimate strekkfastheten til stål uten et bestemt utbyttepunkt eller gir stress eller spenning ved 4 prosent lengning avhengig av hvilken som er høyere for stål med et bestemt utbyttepunkt.
Seksjonen skal være så proporsjonert at M u for stål er mindre enn for betong, slik at det kan oppstå feil ved å gi stål i stedet for å knuse betong.
c. Klippe:
i) Kontroll av skjær skal gjøres for maksimal belastning. Den ultimate skjuvmotstanden til betongen, Vc i hvilken som helst seksjon, skal evalueres både for usporet og sprukket seksjon i bøyning, og den minste verdi skal tas, og skjærforsterkning tilveiebringes tilsvarende.
ii) Den ultimative skjærmotstanden for usporad seksjon:
Hvor b = bredden på rektangulær seksjon eller bredden på ribben for T, I eller L-strålen.
D = total dybde av medlemmet
Ft = maksimal hovedspenning gitt av 0, 24
Fcp = kompresjonsspenning ved sentroidakse på grunn av forspenning tatt som positiv.
Komponenten til forspenningskraften som er normal med lengdeaksen til elementet, kan tilsettes til V eu .
iii) Den ultimate skjærmotstanden av sprukket seksjon:
Hvor d = Effektiv dybde fra CG av stålsene
Mt = krakkemomentet på seksjonen = (0, 3
V & M = skjærkraft og tilsvarende bøyemoment på seksjonen på grunn av den ultimate belastningen.
Komponenten i forspenningen forte normal til lengdeaksen kan ignoreres.
iv) skjærforsterkning:
Når V er skjærkraften som skyldes den ultimate belastningen mindre enn V c / 2 (hvor V c er mindre av V cu eller V cc som angitt ovenfor), er det ikke nødvendig med skjærforsterkning.
Når V er større enn V c / 2 skal en minimumskjærforsterkning i form av koblinger gis som følger:
Når forskyvningskraften V overstiger V c, skal skjærforsterkning tilveiebringes som under:
Hvor Asv = tverrsnittsarealet til de to benene til en lenke
Sv = avstanden til koblingene
fy = utbyttestyrken eller 0, 2 prosent bevisstrykk for forsterkningen, men ikke større enn 415 MPa.
Vc = skjærkraft båret av betongdelen.
D = dybden av snittet fra den ekstreme komprimerte fiberen enten til lengdebjelkene eller til senterets sentro, avhengig av hvilken som helst større.
v) Maksimal skjærkraft:
Skjærkraften V på grunn av den ultimate belastningen skal ikke overstige ζ c bd, verdiene til C c er gitt i tabell 16.6.
iii. torsion:
Effekten av torsjon er generelt mindre og den tilveiebragte nominelle skjærforsterkning er normalt tilstrekkelig til å motstå torsjonsspenningen. Når torsjonsmotstand eller stivhet av medlemmene tas i betraktning i analysen av strukturen, kontroller vridning og ytterligere forsterkning for å motstå vridning er nødvendig.
6. Deksel og spredning av forspenningsstål:
IRC: 18-1985 angir at klart deksel til uspent forsterkning, inkludert koblinger og stenger, skal være som angitt i tabell 16.7. Anbefaler imidlertid at for viktige broer skal minimumsdekslet være 50 mm. men det samme skal økes til 75 mm. uansett hvor forspenningskabel er nærmest betongoverflaten.
Klar omslag målt fra utsiden av kappen, avstand og gruppering av kabler skal være som angitt i figur 16.12. For viktige broer er anbefalingen imidlertid et klart avstand på 100 mm. skal gis for kabler eller gruppe av kabler som skal fuges senere.
SP-33 anbefaler også at for segmentkonstruksjon der flere trinns forspenning er vedtatt, må avstanden ikke være mindre enn 150 mm. mellom de første og etterfølgende gruppene av kabler.
Kabelprofil:
IRC: 18-1985 tillater forankring i dekksoverflate. Disse forankringene er kjent som mellomforankringer. Imidlertid anbefaler IRC: SP-33 at forspenningsstadiene fortrinnsvis ikke skal være mer enn to, og ingen mellomforankringer er tillatt i dekkflaten. Illustrativt eksempel 16.1 og har mellomliggende kabelforankringer i tredje trinn. Kabelprofilen vist i figur 16.23.
For en enkelt støttet bjelke er øyeblikket i sentrum maksimalt og blir redusert til null ved støtte. Derfor skal forspenningskablene plassert på bunnen med maksimal eksentrisitet ved midtpunktet tas oppover med redusert eksentrisitet slik at det motstandsdyktige øyeblikket forårsaket av forspenningskabel reduseres i forhold til det aktuelle øyeblikket i strålen.
Vanligvis er to tredjedeler av kablene forankret i endene av gireren, og de resterende en tredjedel er forankret i dekk. De tidligere to tredjedelskablene er generelt stresset før du plasserer bjelken på plass og sistnevnte tredjedel er stresset etter dekk og modenhet på dekkplaten. Ca. Kabelprofilen til PSC-bjelken i illustrasjonseksempel 16.1 er vist i figur 16.23.
Generelt er kabelprofilen parabolisk for bare støttet girder som øyeblikksdiagrammet også er parabolisk. En kombinasjon av rett og buet kabelprofil brukes også.
I tillegg til den vertikale krølling kreves kablene å svinges horisontalt ved å gi krølling i horisontalplanet for å bringe kablene mot girterens kant for forankring i enden ved eller nær bjelkens midtre akse.
Når forankringen av kabelen skal gjøres parvis som i figur 16.23c, skal dybden av bunnflensen nær endene økes for å imøtekomme disse tvillingkablene nær endene som vist i strekket linje i figur 16.23a . Reservekabelen, hvis den ikke er nødvendig for å bli belastet for ekstra forspenning fra designkravene (ved kortslutning av hovedforspenningskraften), fjernes og kanalen er forvunnet.
7. T-bjelke Prestressed Betong Bridge:
Foto 4 illustrerer en T-bjelkeforspent betongbro med åtte spann på 40 m (gjennomsnittlig).
8. Prestressed Betong Box-Girder Bridges:
For større spenner brukes forspenne betongboksbjelker i stedet for T-bjelker. Disse boksene er normalt konstruert med "Cantilever Construction" -metoden. Båndene er enten prefabrikerte i seksjoner og reist på stedet eller kastet in situ i seksjoner.
Seksjonene er reist eller støpt symmetrisk fra bryggen for stabilitet av overbygningen, bryggen og fundamentet og "stikket" til forrige seksjon ved hjelp av forspenningskabler.
Typer av boks-bjelker som normalt brukes, er vist i figur 16.24. Kassebjelken vist i figurene 16.24a og 16.24b er for tobaner kjørebane. Dobbelcelleboksbjelkerne vist i figurene 16.24c og 16.24d kan bli vedtatt for seks baner delt kjørebane når to slike enheter brukes side ved side. Typen vist i figur 16.24e kan brukes i fire baner delt kjørebane.
Lang seksjon av en boksbjelkebro konstruert av cantilever-metoden er vist i figur 16.25a. Figurer under boksbjelken i figur 16.25b viser enheter og konstruksjonssekvens fra bryggene. Arrangement av etterspente forspenningskabler er også vist i figur 16.25b.
