|
t - коефіцієнт повзучості (t,t0) відповідно до EN 1992-1-1:2004, 3.1.4 або 11.3.3 в залежності від віку (t) бетона в момент, що розглядається, та віку (t0) навантаження; L - коефіцієнт повзучості, який залежить від типу навантаження і приймається таким приниматься таким, що дорівнює для постійних навантажень -1,1 ; для первинних і вториних впливів усадки -0,55 і для попереднього напруження за рахунок деформацій - 1. (3) Для постійних навантажень на сталезалізобетонні конструкції у кількох стадіях може бути застосовано одне середнє значення t0 для визначення коефіцієнта повзучості. Це припущення може використовуватись для попереднього напруження за рахунок деформацій, якщо вік всього бетону у відповідних прогонах на момент попереднього напруження становить більше ніж 14 діб. (4) Для усадки, допустимий вік при навантаженні становить, як правило, одну добу. (5) Якщо застосовуються збірні плити або попереднє напруження бетонних плит виконується до включення в роботу зсувного з’єднання, коефіцієнт повзучості та значення усадки слід використовувати з момента початку сумісної роботи конструкції. (6) Якщо в мостах під впливом повзучості відбувається значна зміна розподілу згинаного моменту при t0, наприклад, у нерозрізних балках змішаних конструкцій зі сталезалізобетонними та не сталезалізобетонними прольотами, слід враховувати вторинні впливи, що залежать від часу, які викликано повзучістю, за виключенням загального розрахунку граничних станів елементів, де всі поперечні перерізи відносяться до класу 1 або 2 і для яких допуск на поздовжній згин з крученням не вимагається. Для вторинних впливів, які залежать від часу, модульнииий коефіцієнт може визначатись з використанням коефіцієнта повзучості L, який дорівнює 0,55. |
t is the creep coefficient (t,t0) according to EN 1992-1-1: 2004, 3.1.4 or 11.3.3, depending on the age (t) of concrete at the moment considered and the age (t0 ) at loading; L is the creep multiplier depending on the type of loading, which be taken as 1.1 for permanent loads, 0.55 for primary and secondary effects of shrinkage and 1.5 for prestressing by imposed deformations. (3) For permanent loads on composite structures cast in several stages one mean value t0 may be used for the determination of the creep coefficient. This assumption may also be used for prestressing by imposed deformations, if the age of all of the concrete in the relevant spans at the time of pre-stressing is more than 14 days. (4) For shrinkage, the age at loading should generally be assumed to be one day. (5) Where prefabricated slabs are used or when pre-stressing of the concrete slab is carried out before the shear connection has become effective, the creep coefficient and the shrinkage values from the time when the composite action becomes effective should be used. (6) Where in bridges the bending moment distribution at t0 is significantly changed by creep, for example in continuous beams of mixed structures with both composite and non- composite spans, the time-dependent secondary effects due to creep should be considered, except in global analysis for the ultimate limit state for members where all cross-sections are in Class 1 or 2 and in which no allowance for lateral torsional buckling is necessary. For the time-dependent secondary effects the modular ratio may be determined with a creep multiplier ψL of 0.55. |
|
(7) Враховуватись мають також первинні та вторинні впливи, викликані усадкою і повзучістю бетонної полки. Впливи повзучості та усадки бетона не враховуються при розрахунку з метою перевірки граничних станів (кріом втомних) для сталезалізобетонних елементів, де всі поперечні перерізи відносяться до класу 1 або 2 і для яких допуск на поздовжній згин з крученням не вимагається; граничні стани за експлуатаційною надійністю наводяться у розділі 7. (8) У зонах, в яких прогнозується виникнення тріщин у бетонній плиті, первинні впливи під дією усадки можна не враховувати при розрахунку вторинних впливів. (9) У сталезалізобетонних колоннах і стиснених елементах має бути враховано впливи повзучості відповідно до 6.7.3.4 (2). (10) Для сумісної роботи конструкції з обомаи полками, що знаходяться у стані без тріщин (напрклад, у випадку попереднього напруження), вплив повзучості і усадки слід визначати за допомогою більш точних методів. (11) Жорсткість при крученні (Сен-Венана) головної коробчастої балки розраховується для приведеного складеного перерізу, в якому товщину бетонної плити зменшено на модульний коефіцієнт n0G = Ga/Gc, де Ga і Gc це модулі пружного зсуву конструкційної сталі и бетону відповідно. При цьому слід враховувати впливи повзучоесті згідно з (2) модульного коефіцієнта nLG = n0G (1 +Lt). 5.4.2.3 Впливи тріщиноутворення в бетоні (1)Р Необходно передбачити відповідний допуск на вплив тріщиноутворення в бетоні. (2) Наступний метод може бути використано для визначення впливу тріщиноутворення у сталезаліезобетонних балках збетонними полками. Спочатку, призначивши жорсткості при згині EaI1 перерізів без урахування тріщин, |
(7) Appropriate account should be taken of the primary and secondary effects caused by shrinkage and creep of the concrete flange. The effects of creep and shrinkage of concrete may be neglected in analysis for verifications of ultimate limit states other than fatigue, for composite members with all cross-sections in Class 1 or 2 and in which no allowance for lateral-torsional buckling is necessary; for serviceability limit states, see Section 7. (8) In regions where the concrete slab is assumed to be cracked, the primary effects due to shrinkage may be neglected in the calculation of secondary effects. (9) In composite columns and compression members, account should be taken of the effects of creep in accordance with 6.7.3.4(2). (10) For double composite action with both flanges un-cracked (e.g. in case of pre-stressing) the effects of creep and shrinkage should be determined by more accurate methods. (11) The St. Venant torsional stiffness of box girders should be calculated for a transformed cross section in which the concrete slab thickness is reduced by the modular ratio n0G = Ga/Gcwhere Ga and Gc are the elastic shear moduli of structural steel and concrete respectively. The effects of creep should be taken into account in accordance with (2) with the modular ratio nLG = n0G (1 +Lt). 5.4.2.3 Effects of cracking of concrete (1)P Appropriate allowance shall be made for the effects of cracking of concrete. (2) The following method may be used for the determination of the effects of cracking in composite beams with concrete flanges. First the envelope of the internal forces and moments for the characteristic combinations, see EN 1990; 2002, 6.5.3, including long-term effects should be calculated using the |
|
необходно розрахувати огинану епюру внутрішніх зусиль для характерних комбинацій впливів (див. EN 1990:2002, 6.5.3), включаючи додаткові впливи. Даний метод визначається як «розрахунок без урахування тріщин». У місцях, де розтягувальні напруження крайніх волокон в бетоні, отримані з використанням огинаної епюри загальних впливів, у 2 рази перевищує міцність fctm або flctm (див. EN 1992-1-1:2004, таблиця 3.1 або таблиця 11.3.1), жорсткість слід зменшити до EaI2 (див. 1.5.2.12). Такий розподіл жосткості може бути використано для граничних станів за несною здатністюі та граничними станами за експлуатаційною придатністю. Потому за допомогою повторного розрахунку визначається новий розподіл внутрішніх зусиль і відповідних деформацій. Даний метод має назву «розрахунок з урахуванням тріщин» |
flexural stiffness EaI1of the un-cracked sections. This is defined as “uncracked analysis”. In regions where the extreme fibre tensile stress in the concrete due to the envelope of global effects exceeds twice the strength fctm or flctm , see EN1992-1-1: 2004, Table 3.1 or Table 11.3.1, the stiffness should be reduced to EaI2, see 1.5.2.12. This distribution of stiffness may be used for ultimate limit states and for serviceability limit states. A new distribution of internal forces and moments, and deformation if appropriate, is then determined by re-analysis. This is defined as “cracked analysis”. |
|
(3) Для нерозрізних сталезалізобетонних балок з бетонними полками над сталевим перерізом і без попереднього напруження, включно з балками в рамах, що чинять опір впливу горизонтальних сил за рахунок зв'язків, може використовуватися такий спрощений метод. Якщо відношення довжини суміжних нерозрізних прогонів (короткий/довгий) |
(3) For continuous composite beams with the concrete flanges above the steel section and not prestressed,including beams in frames that resist horizontal forces by bracing, the following simplified method may be used. Where all the ratios of the length of adjacent continuous spans (shorter / longer) between supports |
|
між опорами становить хоча б 0,6, ефект виникнення тріщин слід враховувати за допомогою використання значень жорсткості пр. и згині EaI2 на 15% довжини прогону з кожного боку кожної проміжної опори та значень жорсткості без урахування тріщин EaI1 на решті ділянок прогону. (4) Вплив виникнення тріщин у бетоні на жорсткість при згині стале залізобетонних стійок і стиснутих елементів має визначатись відповідно до 6.7.3.4. (5) Якщо не використовується більш точний метод, можна припустити, що в багато балкових настилах, де поперечні складені елементи не піддаються впливу розтягувальних сил, поперечні елементи не мають тріщин. (6) Крутну жорсткість коробчастих балок слід розраховувати за приведеним поперечним перерізом. На ділянках виникнення тріщин у бетонній плиті в результаті згину розрахунок виконується з використанням товщини плити, яку зменшено наполовину, за умови, що тріщиноутворення не визначається за допомогою більш точного методу. (7) Для граничних станів за несною здатністю вплив тріщиноутворення на поздовжні зсувні сили, що виникають на межі розподілу між сталлю та бетоном, враховується згідно з 6.6.2. (8) Для граничних станів за експлуатаційною придатністю поздовжні зсувні сили, що виникають на межі розподілу між сталлю та бетоном, слід враховувати без урахування тріщин. Якщо, як альтернатива, враховано впливи тріщино утворення, до уваги слід брати також жорсткість при розтягуванні та надлишкову міцність розтягнутого бетона 5.4.2.4 Етапи та послідовність будівництва (1)Р Слід виконати відповідний розрахунок для передбачення впливу поетапного будівництва, за необхідності слід враховувати впливи сил на сталеву конструкцію і повністю або частово на стале залізобетонні елементи (2) Впливи послідовності будівництва можуть не враховуватись при розрахунку граничних станів за несною здатністю (крім втомних) для стале залізобетонних елементів, в яких усі поперечні перерізи відносяться до класу 1 або 2 і в яких не вимагається допуск на поздовжній згин з крученням. 5.4.2.5 Температурні впливи (1) Температурні впливи слід враховувати відповідно до EN 1991-1-5. (2) Температурні впливи можуть не враховуватись при розрахунку граничних станів за несною здатністю (крім втомних) для стале залізобетонних елементів, в яких усі поперечні перерізи відносяться до класу 1 або 2 і в яких не вимагається допуск на поздовжній згин з крученням. (3) Для спрощення загального розрахунку і визначення напружень сталезалізобетонних конструкцій значення |
are at least 0.6, the effect of cracking may be taken into account by using the flexural stiffness EaI2 over 15% of the span on each side of each internal support, and as the uncracked values EaI1 elsewhere. (4) The effect of cracking of concrete on the flexural stiffness of composite columns and compression members should be determined in accordance with 6.7.3.4. (5) Unless a more precise method is used, in multiple beam decks where transverse composite members are not subjected to tensile forces, it may be assumed that the transverse members are uncracked throughout. (6) The torsional stiffness of box girders should be calculated for a transformed cross section. In areas where the concrete slab is assumed to be cracked due to bending, the calculation should be performed considering a slab thickness reduced to one half, unless the effect of cracking is considered in a more precise way. (7) For ultimate limit states the effects of cracking on the longitudinal shear forces at the interface between the steel and concrete section should be taken into account according to 6.6.2. (8) For serviceability limit states the longitudinal shear forces at the interface between the steel and concrete section should be calculated by uncracked analysis. If alternatively the effects of cracking are taken into account, tension stiffening and over-strength of concrete in tension should be considered. 5.4.2.4 Stages and sequence of construction (1)P Appropriate analysis shall be made to cover the effects of staged construction including where necessary separate effects of actions applied to structural steel and to wholly or partially composite members. (2) The effects of sequence of construction may be neglected in analysis for ultimate limit states other than fatigue, for composite members where all cross-sections are in Class 1 or 2 and in which no allowance for lateral-torsional buckling is necessary. 5.4.2.5 Temperature effects (1) Account should be taken of effects due to temperature in accordance with EN 1991-1-5. (2) Temperature effects may normally be neglected in analysis for the ultimate limit states other than fatigue, for composite members where all cross-sections are in Class 1 or Class 2 and in which no allowance for lateral-torsional buckling is necessary. (3) For simplification in global analysis and for the determination of stresses for composite structures, the value of the coefficient of linear |
|
коефіцієнта лінійного теплового розширення конструкційної сталі може прийматись 10х10–6 С–1. Для розрахунку зміни довжини мосту коефіцієнт теплового розширення має становити 12х10–6 С–1 для всіх конструкційних матеріалів. 5.4.2.6 Попереднє напруження за рахунок прикладених контрольованих деформацій (1)Р Там, де передбачено попереднє напруження під впливом контрольованих деформацій (наприклад, піддомкрачування опор), вплив можливих відхилень від прогнозованих значень деформацій і жорсткості на внутрішні зусилля має бути враховано при розрахунку граничних станів за несною здатністю та експлуатаційною придатністю. (2) Якщо не використовується більш точний метод визначення внутрішніх зусиль, характеристичні значення непрямих впливів прикладених деформацій можна розраховувати з характеристичними або номінальними значеннями властивостей деформуємих матеріалів за умови, що ця деформація контролюється. 5.4.2.7 Попереднє напруження через натяг арматури (1) Внутршні зусилля, викликані попереднім напруженням арматурних елементів, що мають зчеплення з бетоном, слід визначати відповідно до EN 1992-1-1:2004, 5.10.2 з урахуванням за необхідності впливу повзучості, усадки та виникнення тріщин у бетоні. (2) При виконанні загального розрахунку, зусилля у ненапружених арматурних елементах без зчеплення з бетоном мають розглядатись як зовнішні сили. Для визначення зусиль у постійних напружених елементах без зчеплення з бетоном слід враховувати деформації всієї конструкції. 5.4.2.8 Розтягнуті елементи в стале залізобетонних мостах (1) У цьому розділі залізобетонний розтягнутий елемент означає таке: (a) окремий залізобетонний розтягнутий елемент, що працює разом із розтягнутим елементом сталевої конструкції, зі зсувним з’єднанням лише |
thermal expansion for structural steel may be taken as 10 x 10-6 per oC. For calculation of change in length of the bridge, the coefficient of thermal expansion should be taken as 12x10-6 per oC for all structural materials. 5.4.2.6 Pre-stressing by controlled imposed deformations (1)P Where pre-stressing by controlled imposed deformations (e.g. jacking of supports) is provided, the effects of possible deviations from the assumed values of imposed deformations and stiffness on the internal moments and forces shall be considered for analysis of ultimate and serviceability limit states. (2) Unless a more accurate method is used to determine internal moments and forces, the characteristic values of indirect actions due to imposed deformations may be calculated with the characteristic or nominal values of properties of materials and of imposed deformation, if the imposed deformations are controlled. 5.4.2.7 Pre-stressing by tendons (1) Internal forces and moments due to pre-stressing by bonded tendons should be determined in accordance with EN 1992-1-1: 2004, 5.10.2 taking into account the effects of creep and shrinkage of concrete and cracking of concrete where relevant. (2) In global analysis, forces in unbonded tendons should be treated as external forces. For the determination of forces in permanently unbonded tendons, deformations of the whole structure should be taken into account. 5.4.2.8 Tension members in composite bridges (1) In this clause, concrete tension member means either: (a) an isolated reinforced concrete tension member acting together with a tension member of structural steel, with shear connection only at the ends of the member, which causes a global tensile force in the concrete tension member; |
