МЕТОДИКИ И ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СВСиУ

6.1. Вре­мен­ные при­ча­лы и шпун­то­вые ог­ра­ж­де­ния

Вре­мен­ные при­ча­лы и шпун­то­вые ог­ра­ж­де­ния кот­ло­ва­нов (при­ме­ры кон­ст­рук­ций при­ве­де­ны в [4]) в рас­чет­ном от­но­ше­нии пред­став­ля­ют со­бой тон­кие под­пор­ные стен­ки (боль­вер­ки) – кон­ст­рук­ции, пред­на­зна­чен­ные для под­дер­жа­ния от­вес­но­го про­фи­ля ог­ра­ж­де­ния грун­то­во­го мас­си­ва [23]. Глав­ным гео­мет­ри­че­ским па­ра­мет­ром под­пор­ной стен­ки яв­ля­ет­ся ее сво­бод­ная вы­со­та – раз­ность от­ме­ток по­верх­но­сти грун­та (за­сып­ки) с двух сто­рон стен­ки.

Важ­ней­шим клас­си­фи­ка­ци­он­ным при­зна­ком тон­ких под­пор­ных сте­нок яв­ля­ет­ся на­ли­чие ан­кер­ных уст­ройств или рас­пор­ных кре­п­ле­ний. Стен­ки, не имею­щие та­ких уст­ройств, на­зы­ва­ют­ся без­ан­кер­ны­ми, а имею­щие их – за­ан­ке­ро­ван­ны­ми (с од­ним, дву­мя и т.д. яру­са­ми рас­пор­ных кре­п­ле­ний).

Проч­ность тон­ких под­пор­ных сте­нок обес­пе­чи­ва­ет­ся со­про­тив­ле­ни­ем из­ги­бу, а ус­той­чи­вость в боль­шин­ст­ве слу­ча­ев – со­про­тив­ле­ни­ем вы­по­ру грун­та ос­но­ва­ния. При­чем, чем боль­ше со­от­но­ше­ние глу­би­ны по­гру­же­ния шпун­та ни­же дна кот­ло­ва­на (ре­ки) и сво­бод­ной дли­ны стен­ки, тем она ус­той­чи­вее.

В свя­зи с этим рас­чет сте­нок при­ча­лов и шпун­то­вых ог­ра­ж­де­ний кот­ло­ва­нов про­из­во­дят на всех ста­ди­ях ра­бо­ты со­ору­же­ния по­сле­до­ва­тель­но: вна­ча­ле рас­че­том на ус­той­чи­вость по­ло­же­ния шпун­то­вой стен­ки оп­ре­де­ля­ют не­об­хо­ди­мое за­глуб­ле­ние шпун­та, а за­тем про­ве­ря­ют проч­ность по ма­те­риа­лу кон­ст­рук­ции. Кро­ме то­го в пес­ча­ных и су­пес­ча­ных грун­тах при от­кач­ке во­ды из кот­ло­ва­на шпун­то­вые ог­ра­ж­де­ния рас­счи­ты­ва­ют на ус­той­чи­вость дна кот­ло­ва­на про­тив вы­пу­чи­ва­ния и фильт­ра­ци­он­но­го вы­по­ра (здесь не рас­смат­ри­ва­ем).

Ми­ни­маль­ную глу­би­ну по­гру­же­ния шпун­та (счи­тая от дна ре­ки, кот­ло­ва­на, от­мет­ки ме­ст­но­го раз­мы­ва или дно­уг­луб­ле­ния) по ус­ло­вию обес­пе­че­ния ус­той­чи­во­сти стен­ки про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния оп­ре­де­ля­ют из ус­ло­вия:

                                          M_u £ m M_z / g_n,                                        (6.1)

где M_u – рас­чет­ный мо­мент оп­ро­ки­ды­ваю­щих сил; M_z – рас­чет­ный мо­мент удер­жи­ваю­щих сил; m – ко­эф­фи­ци­ент ус­ло­вий ра­бо­ты, для сла­бых грун­тов при­ни­мае­мый рав­ным 0,95; g_n – ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­зна­че­нию, при­ни­мае­мый в слу­чае ме­ст­но­сти, по­кры­той во­дой, рав­ным 1,1.

Не­за­ви­си­мо от ре­зуль­та­тов рас­че­тов по лю­бой из при­ве­ден­ных ни­же схем глу­би­ну по­гру­же­ния шпун­та сле­ду­ет при­ни­мать в те­ку­чих и те­ку­че­пла­стич­ных гли­нах, суг­ни­ках, су­пе­сях, во­до­на­сы­щен­ных илах, пы­ле­ва­тых и мел­ких пес­ках – не ме­нее 2 м, а в ос­таль­ных слу­ча­ях – не ме­нее 1 м.

При ста­ти­че­ском рас­че­те стен­ки наи­бо­лее важ­ным во­про­сом яв­ля­ет­ся оп­ре­де­ле­ние внеш­них на­гру­зок. На стен­ки дей­ст­ву­ют в го­ри­зон­таль­ном по­пе­реч­ном на­прав­ле­нии рас­пор­ное (ак­тив­ное) дав­ле­ние грун­та, гид­ро­ста­ти­че­ский под­пор во­ды и рас­пор от вер­ти­каль­ных на­гру­зок, при­ло­жен­ных к по­верх­но­сти за­сып­ки грун­та за стен­кой. Ус­той­чи­вость стен­ки про­тив вы­по­ра обес­пе­чи­ва­ет­ся от­пор­ным (пас­сив­ным) дав­ле­ни­ем грун­та на ее уча­сток, за­глуб­лен­ный в ос­но­ва­ние. На­пря­жен­ное со­стоя­ние тон­ко­стен­ной кон­ст­рук­ции (обо­лоч­ки) за­ви­сит от ее гео­мет­рии, со­от­но­ше­ния же­ст­ко­ст­ных ха­рак­те­ри­стик стен­ки и грун­то­вой сре­ды, сте­пе­ни по­дат­ли­во­сти за­кре­п­ле­ний и дру­гих фак­то­ров.

В свя­зи с тем, что кон­такт­ное дав­ле­ние грун­та на гиб­кие стен­ки яв­ля­ет­ся функ­ци­ей их про­ги­бов, по­строе­ние эпюр ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ния пред­став­ля­ет со­бой весь­ма слож­ную за­да­чу да­же в про­стей­шем слу­чае од­но­род­но­го грун­та. Имею­щие­ся стро­гие ана­ли­ти­че­ские ре­ше­ния ог­ра­ни­чен­но при­год­ны в ре­ше­нии ин­же­нер­ных за­дач.

В со­вре­мен­ных ус­ло­ви­ях дос­та­точ­но вы­со­кую точ­ность обес­пе­чи­ва­ет чис­лен­ное мо­де­ли­ро­ва­ние гео­тех­ни­че­ских за­дач на ком­пь­ю­те­ре. Но мо­де­ли­ро­ва­ние свя­за­но с при­ме­не­ни­ем слож­ных, до­ро­го­стоя­щих про­грамм, тре­бу­ет зна­чи­тель­ных за­трат тру­да и вре­ме­ни.

В рас­че­тах СВСиУ рас­про­стра­не­на при­бли­жен­ная ме­то­ди­ка по­строе­ния эпюр дав­ле­ния грун­та на стен­ку, не учи­ты­ваю­щая в пол­ной ме­ре спе­ци­фи­ки взаи­мо­дей­ст­вия грун­та и со­ору­же­ния, но про­стая и даю­щая удов­ле­тво­ри­тель­ную для прак­ти­ки точ­ность. Ни­же рас­смот­рим осо­бен­но­сти этой ме­то­ди­ки (см. [7], [12], [23]).

Ме­то­ди­ка ос­но­ва­на на до­пу­ще­нии при по­строе­нии эпюр рас­пор­но­го и от­пор­но­го дав­ле­ния грун­та клас­си­че­ской тео­рии Ку­ло­на с вве­де­ни­ем по­пра­воч­ных ко­эф­фи­ци­ен­тов к рас­чет­ным па­ра­мет­рам.

Ин­тен­сив­ность ак­тив­но­го дав­ле­ния грун­та (на еди­ни­цу пло­ща­ди стен­ки) в лю­бой точ­ке, от­стоя­щей на рас­стоя­нии у от по­вер­но­сти за­сып­ки за шпун­том, оп­ре­де­ля­ет­ся по ли­ней­ной за­ви­си­мо­сти (рис. 6.1)

                             p_a = (q + g y) l_а – 2 c ,                               (6.2)

где q – ин­тен­сив­ность рав­но­мер­но рас­пре­де­лен­ной на­груз­ки на по­верх­но­сти за­сып­ки; g – объ­ем­ный вес грун­та; l_а – ко­эф­фи­ци­ент ак­тив­но­го дав­ле­ния, ко­то­рый при го­ри­зон­таль­ной по­верх­но­сти за­сып­ки, вер­ти­каль­ной стен­ке и от­сут­ст­вии тре­ния грун­та о стен­ку оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                  l_а = tg² (45°– j/2),                                         (6.3)

где j – угол внут­рен­не­го тре­ния грун­та; c – удель­ное сце­п­ле­ние.

Рав­но­мер­но рас­пре­де­лен­ную на­груз­ку q от ве­са по­кры­тия строи­тель­ной пло­щад­ки и скла­ди­руе­мых строи­тель­ных ма­те­риа­лов при­ни­ма­ют по пред­по­ла­гае­мым их про­ект­ным раз­ме­рам, но не ме­нее 10 кН/м².

Из фор­мул (6.2)–(6.3) вид­но, что при на­пла­сто­ва­ни­ях грун­тов с раз­лич­ны­ми по­ка­за­те­ля­ми g, j и c ку­ло­нов­ская эпю­ра ак­тив­но­го дав­ле­ния очер­чи­ва­ет­ся, как и при од­но­род­ном грун­те, пря­мы­ми ли­ния­ми, но в мес­тах пе­ре­хо­да от пес­ков (с=0) к гли­нам (с¹0) и на­обо­рот она име­ет скач­ко­об­раз­ные пе­ре­хо­ды. А при раз­лич­ных g и j ме­ня­ет­ся на­клон эпю­ры к вер­ти­ка­ли (рис. 6.2, а). По­строе­ние эпю­ры ак­тив­но­го дав­ле­ния од­но­род­но­го грун­та в ви­де суг­лин­ка или гли­ны (с¹0) по­ка­за­но на рис. 6.3.

Для при­бли­жен­ных рас­че­тов до­пус­ка­ет­ся нор­ма­тив­ные ха­рак­те­ри­сти­ки грун­тов при­ни­мать по таб­ли­цам прил. 2.

При по­строе­нии эпюр дав­ле­ний до­пус­ка­ет­ся раз­но­род­ные грун­ты, раз­ли­чаю­щие­ся зна­че­ния­ми ка­ж­дой из ха­рак­те­ри­стик не бо­лее, чем на 20%, рас­смат­ри­вать как од­но­род­ный грунт со сред­не­взве­шен­ны­ми зна­че­ния­ми ха­рак­те­ри­стик

   g_ср = Sg_i h_i / Sh_i; j_ср = Sj_i h_i / Sh_i; с_ср = Sс _i h_i / Sh_i,            (6.4)

где g_i, j_i, с_i – зна­че­ния со­от­вет­ст­вую­щих ха­рак­те­ри­стик для i-го слоя грун­та тол­щи­ной h_i.

Ес­ли пе­сок или су­песь рас­по­ло­же­ны ни­же по­верх­но­сти во­ды, то дав­ле­ние на ог­ра­ж­де­ние сле­ду­ет оп­ре­де­лять, сум­ми­руя гид­ро­ста­ти­че­ское дав­ле­ние и ак­тив­ное ли­бо пас­сив­ное дав­ле­ние грун­та. Удель­ный вес грун­та во взве­шен­ном со­стоя­нии оп­ре­де­ля­ют по фор­му­ле

                                g_взв = (g₀ – g_в) / (1 + e),                                    (6.5)

где g₀ – удель­ный вес грун­та, при­ни­мае­мый в сред­нем 27 кН/м²; g_в = 10 кН/м² – удель­ный вес во­ды; e – ко­эф­фи­ци­ент по­рис­то­сти грун­та.

Ор­ди­на­ты эпю­ры пас­сив­но­го дав­ле­ния грун­та на еди­ни­цу пло­ща­ди стен­ки в лю­бой точ­ке, от­стоя­щей на рас­стоя­нии у₁ от по­верх­но­сти грун­та в кот­ло­ва­не или дна ре­ки, оп­ре­де­ля­ет­ся по ли­ней­ной за­ви­си­мо­сти (рис. 6.4, а)

                                p_п = g y₁ l_п + 2 c ,                                   (6.6)

где l_п – ко­эф­фи­ци­ент пас­сив­но­го дав­ле­ния, ко­то­рый при тех же ус­ло­ви­ях, что и для ак­тив­но­го дав­ле­ния оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                      l_п = tg² (45°+ j/2).                                    (6.7)

По­строе­ние эпю­ры пас­сив­но­го дав­ле­ния од­но­род­но­го связ­но­го грун­та (суг­лин­ка или гли­ны) при с¹0 по­ка­за­но на рис. 6.4, б.

Кро­ме рас­смот­рен­ных на­гру­зок в об­щем слу­чае мо­жет дей­ст­во­вать вер­ти­каль­ная вре­мен­ная на­груз­ка на приз­ме об­ру­ше­ния от кра­нов, ко­пров и транс­порт­ных средств.

На­груз­ка от ав­то­транс­пор­та, про­хо­дя­ще­го по до­ро­ге, рас­по­ло­жен­ной вдоль стен­ки, при­ни­ма­ет­ся в ви­де по­ло­со­вой на­груз­ки р (рис. 6.5, а). При рас­стоя­нии b ме­ж­ду кра­ем кот­ло­ва­на и бров­кой до­ро­ги 2–3 м и ве­се ма­шин до 250 кН р=20 кПа. При b > 3 м р=10 кПа. При ве­се ма­шин до 300 кН зна­че­ния р уве­ли­чи­ва­ют­ся в 1,2 раза; при ве­се до 450 кН – в 1,9 раза и при ве­се 600 кН – в 2,5 раза.

На­груз­ка от гу­се­нич­ных и ко­лес­ных кра­нов, ра­бо­таю­щих в не­по­сред­ст­вен­ной бли­зо­сти от кот­ло­ва­на, при­ни­ма­ет­ся в ви­де по­ло­со­вой на­груз­ки р ши­ри­ной 1,5 м (рис. 6.5, б). Зна­че­ния р при­ни­ма­ют рав­ным 30 кПа при ра­бо­чем ве­се (вес кра­на и мак­си­маль­но­го гру­за) до 100 кН; 60 кПа при ра­бо­чем ве­се 300 кН и 120 кПа при ра­бо­чем ве­се 700 кН (про­ме­жу­точ­ные зна­че­ния по ин­тер­по­ля­ции.

Рас­пре­де­ле­ние дав­ле­ния от ука­зан­ных вре­мен­ных на­гру­зок по стен­ке при­ни­ма­ют со­глас­но схе­ме на рис. 6.3, в. Зна­че­ние дав­ле­ния рав­но:

                                      q_аi = q_i l_а.                                               (6.8)

Рас­чет­ные дав­ле­ния грун­та по­лу­ча­ют ум­но­же­ни­ем нор­ма­тив­ных дав­ле­ний на ко­эф­фи­ци­ен­ты на­деж­но­сти по на­груз­ке, при­ни­мае­мые для ак­тив­но­го дав­ле­ния грун­та g_f = 1,2, а для пас­сив­но­го g_f = 0,8.

При­бли­жен­ный рас­чет стен­ки на ос­но­ве тео­рии Ку­ло­на воз­мо­жен раз­лич­ны­ми ме­то­да­ми. Наи­бо­лее час­то при­ме­ня­ют два ме­то­да – ана­ли­ти­че­ский и гра­фоа­на­ли­ти­че­ский. Ни­же рас­смот­рим оба ме­то­да рас­че­та для без­ан­кер­ной стен­ки и стен­ки с од­ним яру­сом кре­п­ле­ний.

Без­ан­кер­ные стен­ки. Стен­ка пред­став­ля­ет­ся ста­ти­че­ски оп­ре­де­ли­мой бал­кой, имею­щей опо­ру в ос­но­ва­нии и на­хо­дя­щей­ся в ста­ти­че­ском рав­но­ве­сии за счет урав­но­ве­шен­но­сти ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ния грун­та. За­да­ча рас­че­та со­сто­ит в оп­ре­де­ле­нии глу­би­ны t по­гру­же­ния шпун­та и по­пе­реч­но­го се­че­ния шпун­та, ко­то­рые обес­пе­чи­ва­ют ее ус­той­чи­вость и проч­ность.

При уст­рой­ст­ве ог­ра­ж­де­ния без там­по­наж­ной по­душ­ки ми­ни­маль­ное за­глуб­ле­ние шпун­та ни­же дна кот­ло­ва­на при­ни­ма­ют рав­ным

                                         t = t₀ + Dt.                                               (6.9)

Ана­ли­ти­че­ский ме­тод рас­че­та. Глу­би­ну t₀ оп­ре­де­ля­ют, по­ла­гая ра­вен­ст­вом ус­ло­вие ус­той­чи­во­сти стен­ки (6.1). Ось по­во­ро­та стен­ки О счи­та­ют рас­по­ло­жен­ной на этой глу­би­не. В ча­ст­но­сти, для уп­ро­щен­ной схе­мы с од­но­род­ным не­связ­ным грун­том (рис. 6.6)

            M_u = q l_а (h+t)²/2 + E_a (h+t)/3; E_a = gl_a (h+t)²/2;          (6.10)

                           M_z = E_п t/3; E_п = gl_п t²/2.                                 (6.11)

При бо­лее слож­ном на­пла­сто­ва­нии грун­тов и схе­мах при­ло­же­ния вер­ти­каль­ных на­гру­зок суть не ме­ня­ет­ся: стро­ят­ся эпю­ры ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ния грун­та в со­от­вет­ст­вии с из­ло­жен­ны­ми вы­ше пра­ви­ла­ми, по­сле че­го оп­ре­де­ля­ют­ся мо­мент оп­ро­ки­ды­ваю­щих сил ак­тив­но­го дав­ле­ния M_u и удер­жи­ваю­щих сил пас­сив­но­го дав­ле­ния M_z.

В об­щем слу­чае из ус­ло­вия (6.1) слож­но не­по­сред­ст­вен­но вы­ра­зить ис­ко­мую ве­ли­чи­ну t₀, по­это­му при­ни­ма­ют спо­соб по­сле­до­ва­тель­но­го при­бли­же­ния, т.е. за­да­ют­ся глу­би­ной t₀, ко­то­рую за­тем уточ­ня­ют.

Зна­че­ние дли­ны уча­ст­ка стен­ки, не­об­хо­ди­мо­го для реа­ли­за­ции об­рат­но­го от­по­ра, оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                           Dt = (Е_п – Е_а) / [2 р_п(t₀)],                                    (6.12)

где р_п(t₀)– ин­тен­сив­ность пас­сив­но­го дав­ле­ния на глу­би­не t₀.

В при­бли­жен­ных рас­че­тах мож­но при­ни­мать t » 1,1t₀.

При рас­че­те стен­ки на проч­ность ее рас­смат­ри­ва­ют как кон­соль, имею­щую ус­лов­ную же­ст­кую за­дел­ку на глу­би­не t/2 (см. рис. 6.6, а). Эпю­ру из­ги­баю­щих мо­мен­тов в кон­со­ли стро­ят от рас­чет­ных эпюр дав­ле­ния по обыч­ным пра­ви­лам со­про­тив­ле­ния ма­те­риа­лов.

Проч­ность на из­гиб шпун­то­вой стен­ки про­ве­ря­ют по фор­му­ле

                          s = M_max / W_n £ m R_y / g_n,                                  (6.13)

где М_max – мак­си­маль­ный мо­мент в се­че­нии шпун­то­вой стен­ки от рас­чет­ных на­гру­зок, от­не­сен­ный к 1 пог. м шпун­то­вой стен­ки (вдоль ее фрон­та); W_n – мо­мент со­про­тив­ле­ния 1 пог. м шпун­то­вой стен­ки, оп­ре­де­ляе­мый по спра­воч­ни­кам для кон­крет­но­го ти­па шпун­та (см. прил. 7); R_y – рас­чет­ное со­про­тив­ле­ние ма­те­риа­ла стен­ки (см. раз­дел 5); m – ко­эф­фи­ци­ент ус­ло­вий ра­бо­ты; g_n – ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­зна­че­нию, при­ни­мае­мый g_n = 1,1 для шпун­то­вых сте­нок на ме­ст­но­сти, по­кры­той во­дой и g_n = 1,0 – в ос­таль­ных слу­ча­ях.

Ко­эф­фи­ци­ен­ты ус­ло­вий ра­бо­ты m при­ни­ма­ют­ся сле­дую­щи­ми:

а) для шпун­тин ти­па ШК или «Лар­сен»: m = 0,7 – при сла­бых грун­тах и от­сут­ст­вии об­вя­зок, при­кре­п­лен­ных к шпун­ту; m = 0,8 – при тех же грун­тах и на­ли­чии об­вя­зок, при­кре­п­лен­ных к шпун­ту; m = 1,0 – в ос­таль­ных слу­ча­ях;

б) при рас­че­те проч­но­сти шпун­то­вых сте­нок (но не кре­п­ле­ний): m = 1,15 – для сте­нок коль­це­вых в пла­не ог­ра­ж­де­ний; m = 1,1 – для сте­нок дли­ной ме­нее
5 м замк­ну­тых в пла­не ог­ра­ж­де­ний пря­мо­уголь­ной фор­мы с не­сколь­ки­ми яру­са­ми рас­пор­ных кре­п­ле­ний.

Гра­фоа­на­ли­ти­че­ский ме­тод. В слу­чае на­пла­сто­ва­ния не­од­но­род­ных грун­тов гра­фоа­на­ли­ти­че­ский рас­чет бо­лее пред­поч­ти­те­лен, чем ана­ли­ти­че­ский, так как из­бав­ля­ет от слож­ных ана­ли­ти­че­ских вы­кла­док и по­зво­ля­ет про­из­ве­сти рас­чет стен­ки од­но­вре­мен­но на ус­той­чи­вость и проч­ность. Рас­чет­ная схе­ма и по­сле­до­ва­тель­ность гра­фоа­на­ли­ти­че­ско­го рас­че­та по­ка­за­на на рис. 6.7.

Пер­вым эта­пом рас­че­та яв­ля­ет­ся по­строе­ние эпюр ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ния грун­та. По­сколь­ку тре­буе­мое за­глуб­ле­ние стен­ки t пер­во­на­чаль­но не из­вест­но, эпю­ры стро­ят­ся до уров­ня, за­ве­до­мо пре­вос­хо­дя­ще­го его. Да­лее ор­ди­на­ты эпюр р_а и р_п ни­же дна кот­ло­ва­на вза­им­но вы­чи­та­ют­ся. Ре­зуль­ти­рую­щая эпю­ра, как обыч­но при гра­фоа­на­ли­ти­че­ских рас­че­тах, де­лит­ся на по­лос­ки, ко­то­рые за­ме­ня­ют­ся со­сре­до­то­чен­ны­ми си­ла­ми, рав­ны­ми пло­ща­дям по­ло­сок (рис. 6.7, б, в). По этим си­лам в мас­шта­бе стро­ят­ся си­ло­вой (рис. 6.7, г) и ве­ре­воч­ный (рис. 6.7, д) мно­го­уголь­ни­ки. По­люс О си­ло­во­го мно­го­уголь­ни­ка удоб­но при­ни­мать на од­ной вер­ти­ка­ли с пер­вой си­лой. По­люс­ное рас­стоя­ние h не сле­ду­ет вы­би­рать чрез­мер­но боль­шим, по­сколь­ку при этом умень­ша­ет­ся кри­виз­на ве­ре­воч­но­го мно­го­уголь­ни­ка и в ре­зуль­та­те те­ря­ет­ся точ­ность рас­че­та.

На­прав­ле­ние за­мы­каю­щей ве­ре­воч­но­го мно­го­уголь­ни­ка оп­ре­де­ля­ет­ся пер­вым его лу­чом, ко­то­рый про­дле­ва­ет­ся до пе­ре­се­че­ния с по­след­ним лу­чом (пунк­тир на рис. 6.7, д). По­лу­чен­ная фи­гу­ра пред­став­ля­ет со­бой в оп­ре­де­лен­ном мас­шта­бе эпю­ру из­ги­баю­щих мо­мен­тов в стен­ке. Зна­че­ния мо­мен­тов рав­ны про­из­ве­де­нию по­люс­но­го рас­стоя­ния в мас­шта­бе сил на со­от­вет­ст­вую­щие ор­ди­на­ты замк­ну­то­го ве­ре­воч­но­го мно­го­уголь­ни­ка в мас­шта­бе длин:

                                       M_max = h z_max.                                         (6.14)

Та­ким об­ра­зом, ме­тод по­зво­ля­ет, пу­тем не­слож­ных мас­штаб­ных по­строе­ний, по­лу­чить од­но­вре­мен­но ис­ко­мые зна­че­ния t и M_max.

Стен­ки с од­ним яру­сом рас­пор­ных кре­п­ле­ний. Ста­ти­че­ский рас­чет в этом слу­чае (од­но­ан­кер­ной стен­ки) вклю­ча­ет в се­бя оп­ре­де­ле­ние не­об­хо­ди­мой глу­би­ны за­ло­же­ния стен­ки в ос­но­ва­ние; уси­лий, дей­ст­вую­щих в стен­ке, ан­кер­ных тя­гах (на при­ча­ле) ли­бо в рас­пор­ном кре­п­ле­нии (шпун­то­вое ог­ра­ж­де­ние кот­ло­ва­на); раз­ме­ров и рас­по­ло­же­ния кре­п­ле­ния.

Ха­рак­тер ра­бо­ты за­ан­ке­ро­ван­ной и без­ан­кер­ной сте­нок су­ще­ст­вен­но раз­ли­чен. На­пря­жен­ное со­стоя­ние и схе­ма ра­бо­ты за­ан­ке­ро­ван­ной кон­ст­рук­ции ка­че­ст­вен­ным об­ра­зом за­ви­сят от глу­би­ны за­ло­же­ния стен­ки t, ко­то­рая мо­жет варь­и­ро­вать­ся в оп­ре­де­лен­ных пре­де­лах. Воз­мож­ны две ос­нов­ные схе­мы: 1) глу­би­на за­ло­же­ния стен­ки оп­ре­де­ля­ет­ся толь­ко ус­ло­ви­ем ее ста­ти­че­ско­го рав­но­ве­сия про­тив вы­по­ра (схе­ма Э.К. Яко­би); 2) глу­би­на за­ло­же­ния по­лу­ча­ет­ся из ус­ло­вия ми­ни­ми­за­ции из­ги­баю­щих мо­мен­тов в стен­ке (схе­ма Блю­ма–Ло­мей­е­ра). Вто­рая рас­чет­ная схе­ма ис­поль­зу­ет­ся ча­ще, по­сколь­ку не­ко­то­рое до­пол­ни­тель­ное за­глуб­ле­ние стен­ки ком­пен­си­ру­ет­ся за счет ее об­лег­че­ния и сни­же­ния на­груз­ки на кре­п­ле­ние стен­ки.

Ана­ли­ти­че­ский рас­чет глу­би­ны t₀ про­из­во­дят по схе­ме Яко­би, как и для без­ан­кер­ной стен­ки, по­ла­гая ра­вен­ст­вом ус­ло­вие ус­той­чи­во­сти стен­ки (6.1). За точ­ку по­во­ро­та стен­ки А при этом при­ни­ма­ют уро­вень рас­по­ло­же­ния ан­ке­ра кре­п­ле­ния h_к. Опять же для уп­ро­щен­ной схе­мы с од­но­род­ным не­связ­ным грун­том (рис. 6.8, а)

            M_u = q l_а (h+t) [(h+t)/2 – h_к] + E_а [2(h+t)/3 – h_к];            (6.15)

                                 M_z = E_п (h+2t/3– h_к),                                    (6.16)

где рав­но­дей­ст­вую­щие си­лы ак­тив­но­го Е_а и пас­сив­но­го Е_п дав­ле­ний оп­ре­де­ля­ют­ся ана­ло­гич­но фор­му­лам (6.10) и (6.11).

Из фор­мул (6.15), (6.16) вид­но, что ус­той­чи­вость за­ан­ке­ро­ван­ной стен­ки су­ще­ст­вен­но вы­ше без­ан­кер­ной, так как в этом слу­чае рав­но­дей­ст­вую­щая пас­сив­но­го дав­ле­ния Е_п име­ет и бульшее пле­чо от­но­си­тель­но точ­ки по­во­ро­та, не­же­ли Е_а, что уве­ли­чи­ва­ет мо­мент удер­жи­ваю­щих сил M_z по срав­не­нию с мо­мен­том M_u. Зна­чит за­ан­ке­ро­ван­ные стен­ки тре­бу­ют мень­ше­го за­глуб­ле­ния и в этом смыс­ле бо­лее эко­но­мич­ны без­ан­кер­ных.

При рас­че­те стен­ки на проч­ность ее рас­смат­ри­ва­ют как про­стую бал­ку, од­на из опор ко­то­рой рас­по­ло­же­на в уров­не кре­п­ле­ния А, а дру­гая – на глу­би­не t/2 (см. рис. 6.8, б). Ор­ди­на­ты эпю­ры из­ги­баю­щих мо­мен­тов в бал­ке так­же оп­ре­де­ля­ют ана­ли­ти­че­ски от рас­чет­ных эпюр дав­ле­ния грун­та. Проч­ность на из­гиб шпун­то­вой стен­ки про­ве­ря­ют по фор­му­ле (6.13).

Гра­фоа­на­ли­ти­че­ский рас­чет за­ан­ке­ро­ван­ной стен­ки по схе­мам Яко­би и Блю­ма–Ло­мей­е­ра так­же ве­дет­ся ме­то­дом уп­ру­гой ли­нии (рис. 6.9). Эпю­ры ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ния грун­та, си­ло­вой и ве­ре­воч­ный мно­го­уголь­ни­ки стро­ят­ся ана­ло­гич­но без­ан­кер­ным стен­кам, а за­мы­каю­щая ве­ре­воч­ной кри­вой про­во­дит­ся с уче­том при­ня­той рас­чет­ной схе­мы. Из­ги­баю­щий мо­мент в точ­ке А оп­ре­де­ля­ет­ся точ­кой пе­ре­се­че­ния пер­во­го лу­ча ве­ре­воч­но­го мно­го­уголь­ни­ка с го­ри­зон­таль­ной ли­ни­ей, про­хо­дя­щей в этом уров­не. Этот луч пред­став­ля­ет со­бой верх­ний от­ре­зок ло­ма­ной за­мы­каю­щей ве­ре­воч­ной кри­вой. Вто­рой луч за­мы­каю­щей при рас­че­те по схе­ме Яко­би про­во­дит­ся по ка­са­тель­ной к ве­ре­воч­но­му мно­го­уголь­ни­ку (пунк­тир­ная ли­ния на рис. 6.9). Точ­ка С пе­ре­се­че­ния ка­са­тель­ной с ве­ре­воч­ным мно­го­уголь­ни­ком оп­ре­де­ля­ет ми­ни­маль­но воз­мож­ное за­глуб­ле­ние стен­ки t_0min. Мак­си­маль­ный из­ги­баю­щий мо­мент в стен­ке оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле (6.14).

В рас­чет­ной схе­ме Блю­ма–Ло­мей­е­ра из точ­ки А про­во­дят се­ку­щую ве­ре­воч­но­го мно­го­уголь­ни­ка, та­кую, что­бы ор­ди­на­ты z₁ и z₂ бы­ли при­мер­но рав­ны ме­ж­ду со­бой (см. рис. 6.9). То­гда по­лу­ча­ют ми­ни­маль­но воз­мож­ное зна­че­ние из­ги­баю­ще­го мо­мен­та в стен­ке M_min = h z₁ < M_max. Но при этом точ­ка В пе­ре­се­че­ния се­ку­щей с мно­го­уголь­ни­ком, оп­ре­де­ляю­щая за­глуб­ле­ние стен­ки t₀, ока­зы­ва­ет­ся ни­же точ­ки С по схе­ме Яко­би.

Пе­ре­не­ся на­прав­ле­ние за­мы­каю­щей (ка­са­тель­ной или се­ку­щей) на си­ло­вой мно­го­уголь­ник, мож­но най­ти зна­че­ния ре­ак­ции в ан­ке­ре R_а (или на­груз­ки на 1 пог. м рас­пор­но­го кре­п­ле­ния).

При на­ли­чии рас­пор­ных кре­п­ле­ний по­ми­мо шпун­та про­ве­ря­ют на проч­ность и под­би­ра­ют се­че­ния об­вяз­ки и рас­по­рок.

Бал­ки об­вяз­ки рас­счи­ты­ва­ют как сжа­то-изо­гну­тые или изо­гну­тые (см. рис. 6.10 и табл. 5.9). Об­вяз­ка рас­счи­ты­ва­ет­ся как не­раз­рез­ная бал­ка, опи­раю­щая­ся на рас­пор­ки. Рас­пре­де­лен­ная на­груз­ка на 1 пог. м бал­ки q_o чис­лен­но рав­на опор­ным дав­ле­ни­ям R₁ и R₂, пе­ре­да­вае­мым шпун­то­вой стен­кой, при­мы­каю­щей к об­вяз­ке.

Рас­пор­ки рас­счи­ты­ва­ют как цен­траль­но сжа­тые стерж­ни на проч­ность и ус­той­чи­вость. Кро­ме то­го рас­пор­ка мо­жет рас­смат­ри­вать­ся как из­ги­бае­мая в вер­ти­каль­ной плос­ко­сти бал­ка с про­ле­том, рав­ным рас­стоя­нию ме­ж­ду шпун­то­вы­ми стен­ка­ми. Ее рас­счи­ты­ва­ют на по­сто­ян­ные на­груз­ки от соб­ст­вен­но­го ве­са и воз­мож­ные тех­но­ло­ги­че­ские на­груз­ки.

Стен­ки с не­сколь­ки­ми яру­са­ми рас­пор­ных кре­п­ле­ний. При на­ли­чии не­сколь­ких рас­пор­ных рам, ус­та­нав­ли­вае­мых ярус­но по вы­со­те, из­ло­жен­ные вы­ше по­ло­же­ния в ос­нов­ном со­хра­ня­ют­ся в си­ле. Ус­лож­ня­ет­ся рас­чет­ная схе­ма стен­ки, ко­то­рая пре­вра­ща­ет­ся в не­раз­рез­ную бал­ку (см. рис. 6.10). Здесь так­же наи­бо­лее эф­фек­ти­вен гра­фоа­на­ли­ти­че­ский ме­тод рас­че­та, ко­то­рый не тре­бу­ет рас­кры­тия ста­ти­че­ской не­оп­ре­де­ли­мо­сти кон­ст­рук­ции.

Ес­ли рас­пор­ки яв­ля­ют­ся эле­мен­та­ми про­стран­ст­вен­но­го кар­ка­са, то их рас­счи­ты­ва­ют на дей­ст­вие вер­ти­каль­ной по­пе­реч­ной на­груз­ки как эле­мен­ты пло­ских ферм. Уси­лия, воз­ни­каю­щие при этом в рас­пор­ках как поя­сах ферм, сум­ми­ру­ют­ся с уси­лия­ми, пе­ре­да­вае­мы­ми об­вяз­кой.

В при­бли­жен­ных рас­че­тах мно­го­ярус­но­го кре­п­ле­ния до­пус­ка­ет­ся уп­ро­щен­но счи­тать его имею­щим толь­ко один (обыч­но верх­ний) ярус.

Вы­ше из­ло­же­на наи­бо­лее об­щая рас­чет­ная схе­ма шпун­то­вой стен­ки при­ча­ла ли­бо ог­ра­ж­де­ния кот­ло­ва­на на су­хо­до­ле. В ог­ра­ж­де­ни­ях кот­ло­ва­нов на ак­ва­то­ри­ях воз­мож­ны и дру­гие схе­мы. При ук­лад­ке слоя под­вод­но­го бе­то­на и от­кач­ке во­ды из кот­ло­ва­на стен­ка так­же рас­смат­ри­ва­ет­ся как бал­ка, но с по­ло­же­ни­ем ниж­ней опо­ры в уров­не се­ре­ди­ны слоя под­вод­но­го бе­то­на, ра­бо­таю­щая на внеш­нее гид­ро­ста­ти­че­ское дав­ле­ние во­ды. При уст­рой­ст­ве за­сып­ки грун­та в кот­ло­ван ак­тив­ное дав­ле­ние грун­та дей­ст­ву­ет в об­рат­ном на­прав­ле­нии. Сту­ден­там пре­дос­тав­ля­ет­ся са­мим со­ста­вить рас­чет­ные схе­мы на ос­но­ве рас­смот­рен­но­го вы­ше об­ще­го слу­чая.

При­мер 1. Про­из­ве­дем рас­чет стен­ки с од­ним яру­сом кре­п­ле­ний, рас­по­ло­жен­ным в уров­не вер­ха за­сып­ки (h_к=0). Грун­ты ос­но­ва­ния и за­сып­ки од­но­род­ные – пе­сок мел­кий со сле­дую­щи­ми ха­рак­те­ри­сти­ка­ми: g=19 кН/м³; j=30°; с=0. Кот­ло­ван не об­вод­нен­ный. У бров­ки кот­ло­ва­на ра­бо­та­ет кран об­щим ве­сом 500 кН – р=90 кПа. Рас­чет­ная схе­ма и на­груз­ки на стен­ку изо­бра­же­ны на рис. 6.11.

Ко­эф­фи­ци­ен­ты ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ний грун­та со­став­ля­ют:

l_а = tg² (45°– 30/2) = 0,333;

l_п = tg² (45°+30/2) = 1,732.

При рас­че­те стен­ки на ус­той­чи­вость за­да­ем­ся ее за­глуб­ле­ни­ем t=6 м. В уров­не ни­за шпун­та

р_а = 1,2×19×(5+6)×0,333 = 83,5 кН/м²;

р_п = 0,8×19×6×1,732 = 158,0 кН/м².

Зна­че­ния рав­но­дей­ст­вую­щих сил ак­тив­но­го и пас­сив­но­го дав­ле­ний:

Е_а = 83,5×11/2 = 459,2 кН;

Е_п = 158,0×6/2 = 474,0 кН.

Про­вер­ка ус­ло­вия ус­той­чи­во­сти (6.1):

M_u = 32×2,6²/2 + 4,0×11²/2 + 459,2×11×2/3 = 3717,6 кН×м;

M_z = 474×(5+6×2/3) = 4268 кН×м.

M_u = 3717 кН×м < m M_z / g_n = 1,0×4268/1,0 = 4268 кН×м.

Мак­си­маль­ный рас­чет­ный из­ги­баю­щий мо­мент в шпун­то­вой стен­ке (см. рис. 6.11, б) M_max = 280 кН×м. При­ни­ма­ем стен­ку из сталь­но­го шпун­та «Лар­сен-IV» (W_n = 2200 cм³). Про­вер­ка проч­но­сти по фор­му­ле (6.13):

s = 280 / 2,2×10^–3 = 127 МПа < 0,8×230/1,0 = 184 МПа.

В ре­зуль­та­те рас­че­та при­ни­ма­ем стен­ку из сталь­но­го шпун­та ти­па «Лар­сен-IV» дли­ной 11 м.

Да­лее рас­счи­та­ем рас­пор­ную ра­му.

По­гон­ная на­груз­ка на об­вяз­ку по рас­че­ту – q_о = 160 кН/м (см. рис. 6.11). При рас­стоя­нии ме­ж­ду рас­пор­ка­ми l_о = 3 м мак­си­маль­ный из­ги­баю­щий мо­мент в бал­ке об­вяз­ки

M_max = 0,1 q_o  = 0,1×160×3,0² = 144 кН×м.

Не­об­хо­ди­мый мо­мент инер­ции бал­ки об­вяз­ки (ма­те­ри­ал – ВСт3):

W_x ³ M_max / (m R_y / g_n) = 144×10^–3 / (1,0×230/1,1) = 6,89×10^–4 м³ = 689 см³.

По табл. П.6.3 при­ни­ма­ем бал­ку об­вяз­ки из I 40Б1 (W_x = 799 см³).

При рас­стоя­нии ме­ж­ду рас­пор­ка­ми l_о = 3 м сжи­маю­щее уси­лие в од­ной рас­пор­ке со­став­ля­ет

N_р = 160×3,0 = 480 кН.

При­ни­ма­ем рас­пор­ку из тру­бы О 530´7 мм (А = 115 см²; i = 18,5 см).

При сво­бод­ной дли­не рас­пор­ки l_р = 6 м ее гиб­кость рав­на l = l_р / i = 600 / 18,5 = 32. По табл. 5.10 – j = 0,92.

Про­ве­ря­ем рас­пор­ку на ус­той­чи­вость (ма­те­ри­ал – сталь 09Г2С):

s = N_р / (j А) = 480×10^–3 / (0,92×115×10^–4) = 45МПа < mR_y = 1,0×300 МПа.

Как ви­дим, за­тяж­ка не­до­нап­ря­же­на (как сжа­тый эле­мент). Но сле­ду­ет учесть, что она ра­бо­та­ет еще и на из­гиб в вер­ти­каль­ной плос­ко­сти. Ес­ли учесть это об­стоя­тель­ст­во (счи­та­ем, что на рас­пор­ку опи­ра­ет­ся на­стил, на ко­то­рый дей­ст­ву­ет рас­пре­де­лен­ная на­груз­ка 10 кН/м²), мак­си­маль­ный из­ги­баю­щий мо­мент в се­ре­ди­не рас­пор­ки со­ста­вит

M_р = 10×3,0×6,0² / 8 = 135 кН×м.

Мо­мент инер­ции тру­бы: I_х = A i² = 115×18,5² = 39358,75 cм⁴.

Про­ве­ря­ем проч­ность рас­пор­ки как сжа­то-изо­гну­то­го эле­мен­та (см. табл. 5.9):

s = N_p / A + M_p y / I _х = 480×10^–3/(115×10^–4)+135×10^–3×26,5×10^–2/(3,936×10^–4) = 133 МПа.

6.2. Под­кра­но­вые эс­та­ка­ды и ра­бо­чие мос­ти­ки

Под­кра­но­вые эс­та­ка­ды, ра­бо­чие мос­ти­ки и дру­гие ана­ло­гич­ные со­ору­же­ния пред­став­ля­ют со­бой вре­мен­ные со­ору­же­ния, слу­жа­щие для про­ез­да и ра­бо­ты тех­но­ло­ги­че­ских ма­шин и транс­пор­та (см. раз­де­лы [4]).

Под­кра­но­вые эс­та­ка­ды пред­на­зна­ча­ют­ся для дви­же­ния мон­таж­ных кра­нов на рель­со­вом хо­ду – коз­ло­вых, ба­шен­ных.

Рас­чет эс­та­ка­ды под коз­ло­вый кран вы­пол­ня­ет­ся от­дель­но под же­ст­кую и гиб­кую (шар­нир­ную) но­ги кра­на в про­доль­ном и по­пе­реч­ном на­прав­ле­ни­ях на на­груз­ки:

– от соб­ст­вен­но­го ве­са про­лет­ных строе­ний G_пc;

– от соб­ст­вен­но­го ве­са опор эс­та­ка­ды G_o;

– от пе­ре­ме­щаю­ще­го­ся по эс­та­ка­де кра­на G_кр;

– от ве­са гру­за G_грс уче­том инер­ци­он­ных сил H_i;

– от вет­ро­вой на­груз­ки на эс­та­ка­ду W .

На­груз­ки учи­ты­ва­ют­ся в со­че­та­ни­ях, ука­зан­ных в табл. 6.1.

Таб­ли­ца 6.1

Со­че­та­ния на­гру­зок для рас­че­та под­кра­но­вой эс­та­ка­ды

Но­мер на­груз­ки	На­груз­ки и воз­дей­ст­вия	Со­че­та­ния на­гру­зок
в табл. 4.1		I	II	III	IV
1	Соб­ст­вен­ный вес эс­та­ка­ды Gэ	+	+	+	+
5	Вес но­ми­наль­но­го гру­за Gгр – без ди­на­ми­ки – с ди­на­ми­кой (1 + µ = 1,1)	+ –	– +	+ –	– +
8	Вес мон­таж­но­го кра­на Gкр	+	+	+	+
9	Инер­ци­он­ные си­лы при тор­мо­же­нии кра­на и его гру­зо­вой те­леж­ки Hi	+	–	+	–
17	Си­ла дав­ле­ния вет­ра Wi: – на рас­счи­ты­вае­мый эле­мент – на кран – на груз	– – –	– – –	+ + +	+ + +

 

Соб­ст­вен­ный вес кра­на, кро­ме ве­са гру­зо­вой те­леж­ки, счи­та­ют рас­пре­де­лен­ным ме­ж­ду же­ст­кой и гиб­кой но­га­ми кра­на: 55% ве­са кра­на пе­ре­да­ет­ся че­рез же­ст­кую и 45% – че­рез гиб­кую но­гу. Вес гру­зо­вой те­леж­ки с гру­зом рас­пре­де­ля­ет­ся ме­ж­ду но­га­ми кра­на по за­ко­ну ры­ча­га. Для по­лу­че­ния мак­си­маль­но­го воз­дей­ст­вия на эс­та­ка­ду те­леж­ка с гру­зом раз­ме­ща­ет­ся бли­же к же­ст­кой но­ге (рис. 6.12).

Вер­ти­каль­ные на­груз­ки, дей­ст­вую­щие на кран, пе­ре­да­ют­ся на эс­та­ка­ду че­рез ко­ле­са хо­до­вых те­ле­жек, го­ри­зон­таль­ные на­груз­ки – в ви­де вер­ти­каль­ных дав­ле­ний и го­ри­зон­таль­ных сил T_1к.

При уче­те про­доль­ных сил вер­ти­каль­ная на­груз­ка на ко­ле­со же­ст­кой но­ги кра­на со­став­ля­ет

,      

                                                                                                                     (6.17)

а го­ри­зон­таль­ная си­ла –

.                                                               (6.18)

При уче­те по­пе­реч­ных на­гру­зок вер­ти­каль­ное дав­ле­ние на ко­ле­со же­ст­кой но­ги кра­на

;          (6.19)

а го­ри­зон­таль­ная си­ла –

.                                                                           (6.20)

В фор­му­лах (6.17)–(6.20): P – вес гру­за; L и B – про­лет и ба­за кра­на; n_к – чис­ло ко­лес под но­гой кра­на; h_i – пле­чо дей­ст­вия го­ри­зон­таль­ной на­груз­ки от­но­си­тель­но го­лов­ки рель­са под­кра­но­во­го пу­ти; W_iкр, W_iпоп – на­груз­ка от вет­ра на i -йэле­мент, со­от­вет­ст­вен­но про­доль­ная (вдоль эс­та­ка­ды) и по­пе­реч­ная (по­пе­рек эс­та­ка­ды); H_iкр, Н _iтел – си­ла инер­ции, воз­ни­каю­щая при пус­ке или ос­та­нов­ке кра­на или гру­зо­вой те­леж­ки; G_тел, G_кр – вес со­от­вет­ст­вен­но гру­зо­вой те­леж­ки или кра­на.

Си­лы инер­ции H_i оп­ре­де­ля­ют по фор­му­ле

                                       H_i = k_i f a G_i / g ,                                      (6.21)

где G_i – соб­ст­вен­ный вес дви­жу­ще­го­ся i-го те­ла (кра­на или гру­зо­вой те­леж­ки);
g – ус­ко­ре­ние си­лы тя­же­сти (9,81 м/с²); a = 0,3 м/с²при са­мо­ход­ных ме­ха­низ­мах пе­ре­дви­же­ния; k_i = 1,65и 2,0 со­от­вет­ст­вен­но для эле­мен­тов кра­на (гру­зо­вой те­леж­ки) и гру­за.

Го­ри­зон­таль­ные инер­ци­он­ные воз­дей­ст­вия от гру­за и дав­ле­ния от вет­ра на груз при­кла­ды­ва­ют­ся к гру­зо­вой те­леж­ке, а точ­ки при­ло­же­ния инер­ци­он­ных воз­дей­ст­вий от от­дель­ных час­тей кра­на со­вме­ща­ют­ся с цен­тра­ми тя­же­сти этих час­тей.

Рас­чет под­кра­но­вой эс­та­ка­ды вклю­ча­ет про­вер­ку не­су­щей спо­соб­но­сти про­лет­ных строе­ний и опор.

Как пра­ви­ло, эс­та­ка­да пред­став­ля­ет со­бой сис­те­му про­го­нов в ви­де раз­рез­ных ба­лок (ча­ще ме­тал­ли­че­ских), со­еди­няе­мых свя­зя­ми, уло­жен­ных на свай­ные опо­ры (рис. 6.13).

Се­че­ние про­го­нов (или чис­ло ба­лок) про­лет­но­го строе­ния эс­та­ка­ды под­би­ра­ет­ся по из­ги­баю­ще­му мо­мен­ту от соб­ст­вен­но­го ве­са про­го­нов, об­строй­ки и вер­ти­каль­ных дав­ле­ний ко­лес кра­на N_1к, ус­та­нов­лен­ных при за­гру­же­нии ли­нии влия­ния из­ги­баю­ще­го мо­мен­та М и по­пе­реч­ной си­лы Q в наи­бо­лее не­вы­год­ном по­ло­же­нии кра­на.

На­при­мер, зна­че­ния М и Q для слу­чая на рис. 6.13 оп­ре­де­ля­ют­ся из вы­ра­же­ний:

                              M = g_f q_пс W_м + g_f SN_1к y_i;                                  (6.22)

                              Q = g_f q_пс W_Q + g_f SN_1к y_i;                                  (6.23)

где g_f  – ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­груз­ке; W_м, W_Q – пло­ща­ди ли­ний влия­ния со­от­вет­ст­вен­но для М и Q; y_i – ор­ди­на­та со­от­вет­ст­вую­щей ли­нии влия­ния под ко­ле­сом кра­на; q_пc– рас­пре­де­лен­ная на­груз­ка от ве­са про­го­нов, на­сти­ла, пе­риль­ных ог­ра­ж­де­ний.

При рас­че­те опор не­об­хо­дим учет про­доль­ной (по­пе­реч­ной) го­ри­зон­таль­ной на­груз­ки, при­хо­дя­щей­ся на опо­ру. Рас­чет вы­пол­ня­ет­ся в со­от­вет­ст­вии с ука­за­ния­ми, при­ве­ден­ны­ми в п. 5.1.

Ра­бо­чие мос­ти­ки. Рас­чет ра­бо­че­го мос­ти­ка вы­пол­ня­ет­ся на нор­ма­тив­ную вре­мен­ную на­груз­ку А11 (А8) и НК-80 (НГ-60) по СНиП 2.05.03–84^* [10] или вре­мен­ные тех­но­ло­ги­че­ские на­груз­ки, рас­смот­рен­ные в п. 4.3. При этом учи­ты­ва­ют со­че­та­ния на­гру­зок по табл. 6.2.

Таб­ли­ца 6.2

Со­че­та­ния на­гру­зок для рас­че­та ра­бо­чих мос­ти­ков

Но­мер на­груз­ки в	На­груз­ки и воз­дей­ст­вия		Про­лет­ные строе­ния	Опо­ры и ос­но­ва­ния
табл. 4.1			Со­че­та­ния
			I	II
1	Соб­ст­вен­ный вес кон­ст­рук­ций		+	+
2	Дав­ле­ние от ве­са грун­та		–	+
8(10)	Вер­ти­каль­ные на­груз­ки от транс­пор­та или кра­нов		+	+
2	Дав­ле­ние грун­та от воз­дей­ст­вия вре­мен­ной вер­ти­каль­ной на­груз­ки на под­хо­де		–	+
11	Тор­моз­ная на­груз­ка*		–	+
17		Вет­ро­вая на­груз­ка**	+	+
18		Го­ри­зон­таль­ное дав­ле­ние льда	–	+

*) тор­моз­ные си­лы при опи­ра­нии ба­лок на бру­сья рас­пре­де­ля­ют­ся ме­ж­ду дву­мя со­сед­ни­ми опо­ра­ми;

**) при дли­не про­ле­та ме­нее 12 м и вы­со­те опор ме­нее 5 м рас­чет ра­бо­че­го мос­ти­ка на воз­дей­ст­вие вет­ро­вой на­груз­ки мож­но не про­из­во­дить.

 

Рас­чет ра­бо­че­го мос­ти­ка вы­пол­ня­ет­ся с уче­том сле­дую­щих ко­эф­фи­ци­ен­тов со­че­та­ний на­гру­зок: при рас­че­те опор с уче­том тор­моз­ной на­груз­ки вре­мен­ная под­виж­ная на­груз­ка при­ни­ма­ет­ся с ко­эф­фи­ци­ен­том h=0,8, тор­моз­ная – с h=0,8, вет­ро­вая – с h=0,5.

Ди­на­ми­че­ский ко­эф­фи­ци­ент при рас­че­те про­лет­ных строе­ний в слу­чае дви­же­ния со ско­ро­стью до 10 км/ч оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                1 + m = 1 + 0,3×15 / (37,5 + l),                       (6.24)

где l – дли­на за­гру­же­ния ли­нии влия­ния, м.

При рас­че­те од­но­по­лос­ных ра­бо­чих мос­ти­ков ис­поль­зу­ет­ся рас­чет­ная схе­ма по рис. 6.13 с за­ме­ной ука­зан­ной в ней вре­мен­ной на­груз­ки на ре­аль­но об­ра­щаю­щую­ся.

Рас­чет про­ез­жей час­ти. Схе­мы для рас­че­та ра­бо­че­го мос­ти­ка с про­ез­жей ча­стью на де­ре­вян­ных по­пе­ре­чи­нах при­ве­де­ны на рис. 6.14. От од­но­го ко­ле­са нор­ма­тив­ной ав­то­мо­биль­ной на­груз­ки А11 уси­лие P_н= 55 кНпри ши­ри­не ска­та b = 60 смрас­пре­де­ля­ет­ся на три дос­ки ниж­не­го ра­бо­че­го на­сти­ла (см. рис. 6.14, а). От од­но­го ко­ле­са нор­ма­тив­ной на­груз­ки НК-80 уси­лие P_н = 100 кНпри b = 80см рас­пре­де­ля­ет­ся на 4 дос­ки (рис. 6.14, б). Дли­на со­при­ка­са­ния ска­та с на­сти­лом по на­прав­ле­нию дви­же­ния – с = 20 см в обо­их слу­ча­ях.

Для на­груз­ки А11 g_f =1,5, для НК-80 –g_f =1,0; ди­на­ми­че­ский ко­эф­фи­ци­ент 1+ m = 1,1 и 1,0со­от­вет­ст­вен­но.

Из­ги­баю­щий мо­мент в се­че­нии на­сти­ла оп­ре­де­ля­ет­ся с уче­том рас­пре­де­ле­ния на­груз­ки вдоль на­сти­ла по фор­му­ле

                                     М_р = Р_р l / 4 – Р_c c / 8.                              (6.25)

По­пе­ре­чи­ны рас­счи­ты­ва­ют на дей­ст­вие ко­лес­ной на­груз­ки, при­ло­жен­ной в се­ре­ди­не про­ле­та L (см. рис. 6.14, в), с уче­том уп­ру­го­го рас­пре­де­ле­ния со­сре­до­то­чен­ных на­гру­зок че­рез до­ща­тый на­стил.

Со­сре­до­то­чен­ную на­груз­ку от ко­ле­са ус­та­нав­ли­ва­ют над од­ной по­пе­ре­чи­ной и оп­ре­де­ля­ют ко­эф­фи­ци­ент уп­ру­гой пе­ре­да­чи k по фор­му­ле

                                         k = l³ /(6 D EI_н),                                     (6.26)

где l – рас­стоя­ние ме­ж­ду по­пе­ре­чи­на­ми (про­лет на­сти­ла); D – про­гиб по­пе­ре­чи­ны, от­не­сен­ный к на­груз­ке (D = f_i / P_i); f_i – про­гиб по­пе­ре­чи­ны в точ­ке i, для ко­то­рой оп­ре­де­ля­ет­ся ко­эф­фи­ци­ент уп­ру­гой пе­ре­да­чи от всех рас­по­ло­жен­ных на по­пе­ре­чи­не гру­зов; P_i – груз в точ­ке i; E, I_н – со­от­вет­ст­вен­но мо­дуль уп­ру­го­сти и мо­мент инер­ции на­сти­ла под ко­ле­сом на ши­ри­не b .

В слу­чае, ко­гда дей­ст­ву­ет на­груз­ка от од­но­го ко­ле­са, рас­по­ло­жен­но­го в се­ре­ди­не про­ле­та L (см. рис. 6.14, в):

                                                (6.27)

Ес­ли k ³ 1/3, то на­груз­ка рас­пре­де­ля­ет­ся на три по­пе­ре­чи­ны, при k < 1/3 – на пять. В пер­вом слу­чае уси­лие на по­пе­ре­чи­ну 1 (см. рис. 6.14, б) со­ста­вит P₁ = P_p·a₁, на по­пе­ре­чи­ну 2 – P₂ = P_p·a₂, где

             a₁ = (1 + 2 k) / (3 + 2 k); a₂ = 1 / (3 + 2 k).                     (6.28)

Во вто­ром слу­чае дав­ле­ние от ко­ле­са рас­пре­де­ля­ет­ся на пять по­пе­ре­чин, при этом:

                                   P₁ = P_p·a₁; P₂ = P_p·a₂; P₃ = P_p·a₃;

                    (6.29)

При­ве­ден­ные вы­ше фор­му­лы Про­ску­ря­ко­ва для уп­ру­го­го рас­пре­де­ле­ния на­груз­ки спра­вед­ли­вы, ес­ли нет влия­ния со­сед­них ко­лес по дли­не мос­та. При от­но­си­тель­но не­боль­шом рас­стоя­нии ме­ж­ду ося­ми на­груз­ка рас­пре­де­ля­ет­ся ме­нее, чем на три по­пе­ре­чи­ны, и при l/А >1/3  (А – рас­стоя­ние ме­ж­ду ося­ми; для на­груз­ки АК А=1,5 м) мож­но при­ни­мать P₁ = P₂ = P_p l / A не­за­ви­си­мо от зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­та k.

При l / A = 1/3 и k ³ 1/3 на­груз­ка рас­пре­де­ля­ет­ся на три по­пе­ре­чи­ны (P₁ = P_p· L₁ и P₂ = P₃= P_p L₂).

Проч­ность на из­гиб де­ре­вян­ных по­пе­ре­чин про­ве­ря­ет­ся по фор­му­лам табл. 5.6. При этом мак­си­маль­ный из­ги­баю­щий мо­мент в по­пе­ре­чи­не ра­вен

                                  М_р = Р₁ L_р / 4 – Р₁ b / 8,                                (6.30)

где P₁ – рас­чет­ная на­груз­ка на од­ну по­пе­ре­чи­ну с уче­том уп­ру­го­го рас­пре­де­ле­ния; L_p – рас­чет­ный про­лет по­пе­ре­чи­ны, рав­ный рас­стоя­нию ме­ж­ду глав­ны­ми бал­ка­ми; b – ши­ри­на ска­та (или гу­се­ни­цы).

Рас­чет глав­ных ба­лок. Рас­пре­де­ле­ние вре­мен­ной под­виж­ной на­груз­ки ме­ж­ду глав­ны­ми бал­ка­ми учи­ты­ва­ет­ся при по­мо­щи ко­эф­фи­ци­ен­та по­пе­реч­ной ус­та­нов­ки (КПУ), ко­то­рый при­бли­жен­но мож­но оп­ре­де­лить по за­ко­ну ры­ча­га.

При га­ба­ри­те про­ез­жей час­ти ра­бо­че­го мос­ти­ка Г-4,5 на ней раз­ме­ща­ют од­ну ко­лон­ну ав­то­мо­би­лей (на­при­мер АК) или од­но спе­ци­аль­ное транс­порт­ное сред­ст­во (рис. 6.15).

Ко­эф­фи­ци­ент по­пе­реч­ной ус­та­нов­ки оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                                   ,                                            (6.31)

где у _i – ор­ди­на­та ли­нии влия­ния опор­но­го дав­ле­ния (см. рис. 6.13).

В слу­чае за­гру­же­ния мос­та на­груз­кой АК из­ги­баю­щий мо­мент М_0,5 в се­че­нии бал­ки по­се­ре­ди­не про­ле­та и по­пе­реч­ная си­ла Q₀ в опор­ном се­че­нии оп­ре­де­ля­ют­ся из вы­ра­же­ний:

М_0,5 = g_f (р_н1 + р_н2) W_м0,5  + g_f  q_н1h (1+m) W_м0,5 + g_f h (1 + m) (P z₁ + P z₂);                

Q₀ = g_f (р_н1 + р_н2) W_Q  + g_f  q_н1h (1+m) W_Q + g_f h (1 + m) (P z₃ + P z₄),            (6.32)

где z_i – ор­ди­на­та со­от­вет­ст­вую­щей ли­нии влия­ния.

При­мер 2. При рас­че­те на проч­ность раз­рез­но­го про­лет­но­го строе­ния дли­ной 24 м с га­ба­ри­том Г-4,5 и дву­мя тро­туа­ра­ми по 0,75 м (см. рис. 6.14) нор­ма­тив­ная по­сто­ян­ная на­груз­ка от ве­са де­ре­вян­ной про­ез­жей час­ти со­ста­вит 1,5 кН/м², а на бал­ку при об­щей ши­ри­не мос­та 6,5 м:

= 1,5×6,5/4 = 5 кН/м.

По­сто­ян­ную нор­ма­тив­ную на­груз­ку от ве­са про­лет­но­го строе­ния на бал­ку при­мем рав­ной  = 3 кН/м.

Нор­ма­тив­ная на­груз­ка от ко­лон­ны ав­то­мо­би­лей А11:

q_н = 0,98×K = 0,98×10,8 » 10,8 кН/м.

Ди­на­ми­че­ский ко­эф­фи­ци­ент 1 + m = 1 + 0,3×15 / (37,5 + 24) = 1,07.

Ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­груз­ке: для раcпределенной на­груз­ки
g_f = 1,2, для те­леж­ки g_f = 1,26 (g_f = 1,5 при l = 0 и g_f = 1,2 при l = 30 м).

По рис. 6.15

для од­ной бал­ки h = 0,71 / 2 » 0,36.

Эк­ви­ва­лент­ная ко­лес­ная на­груз­ка НК-80 при дли­не за­гру­же­ния l = 24 м со­став­ля­ет q_0,5 = 60 кН/м, а для опор­но­го се­че­ния – q₀ = 61,7 кН/м. При этом g_f g_f = 1,0; 1+ m = 1,1;h = 0,58 / 2 = 0,29 (см. прил. 6 СНиП 2.05.03-84^*).

По фор­му­лам (6.32) для на­груз­ки А11:

М_0,5 = 1,1×(5 +3)×23,6²/8  + 1,2×10,8×0,36×1,07×23,6²/8 + 1,26×0,36×1,07×108×2×5,5 = 1536,9 кН×м;                

Q₀ = 1,1×(5 +3)×23,6/2  + 1,2×10,8×0,36×1,07×23,6/2 + 1,26×0,36×1,07×108×(1+22,1/23,6) = 264,2 кН.                

Для на­груз­ки НК-80:

М_0,5 = 1,1×(5 +3)×23,6²/8  + 1,0×1,1×0,29×60,0×23,6²/8  = 1945,2 кН×м;                

Q₀ = 1,1×(5 +3)×23,6/2  + 1,0×1,1×0,29×61,7×23,6/2 = 336,1 кН.

В рас­чет при­ни­ма­ем мак­си­маль­ные зна­че­ния M_max = 1945,2 кН×м; Q_max = 336,1 кН.

Про­вер­ка эле­мен­тов глав­ных ба­лок ра­бо­че­го мос­ти­ка на проч­ность про­из­во­дим по фор­му­лам табл. 5.9 (ма­те­ри­ал – сталь мар­ки 15ХСНД):

s = M / W = 1945×10^–3 / 7778×10^–6 = 250 МПа < m R_y = 0,9×330 = 297 МПа;

t = Q S / (I t) = 336×10^–3×4473×10^–6 / (404433×10^–8×1,2×10^–2) = 31 МПа < m R_s = 0,9×0,58×330 = 172 МПа.

Та­ким об­ра­зом, проч­ность па­кет­ных про­лет­ных строе­ний мос­ти­ка из МИК-П обес­пе­че­на.

6.3. Обу­ст­рой­ст­ва для урав­но­ве­шен­но­го на­вес­но­го мон­та­жа
же­ле­зо­бе­тон­ных про­лет­ных строе­ний

 

Урав­но­ве­шен­ный на­вес­ной мон­таж яв­ля­ет­ся ба­зо­вой тех­но­ло­ги­ей со­ору­же­ния же­ле­зо­бе­тон­ных ба­лоч­ных не­раз­рез­ных про­лет­ных строе­ний ко­роб­ча­то­го се­че­ния. По это­му спо­со­бу про­из­во­дит­ся сбор­ка «вна­вес» блок-сек­ций про­лет­но­го строе­ния дли­ной, рав­ной про­ле­ту l, сим­мет­рич­но в обе сто­ро­ны от оси ка­пи­таль­ной опо­ры кон­со­ля­ми дли­ной по l/2. При этом для обес­пе­че­ния ус­той­чи­во­сти со­би­рае­мой блок-сек­ции («птич­ки») не­об­хо­ди­мы опор­ные уст­рой­ст­ва в ви­де вре­мен­ных опор ли­бо (что ча­ще все­го при­ме­ня­ют) под­кос­ных сис­тем (крон­штей­нов), уст­раи­вае­мых на опо­рах (рис. 6.17, а).

По­сколь­ку под­кос­ная сис­те­ма уст­раи­ва­ет­ся с це­лью обес­пе­че­ния ус­той­чи­во­сти про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния со­би­рае­мо­го бло­ка, ее раз­ме­ры и на­груз­ки на крон­штей­ны оп­ре­де­ля­ют­ся рас­че­том по это­му ус­ло­вию.

Про­лет­ное строе­ние при урав­но­ве­шен­ном на­вес­ном мон­та­же име­ет три опор­ные точ­ки, как по­ка­за­но на рис. 6.17, но ус­той­чи­вость сис­те­мы про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния в плос­ко­сти мос­та про­ве­ря­ет­ся с уче­том дли­ны ус­лов­ной опор­ной пло­щад­ки, рав­ной рас­стоя­нию ме­ж­ду край­ни­ми точ­ка­ми (опо­ра­ми А и В). Ус­той­чи­вость про­лет­но­го строе­ния рас­счи­ты­ва­ет­ся ис­хо­дя из пе­ре­груз­ки од­ной из кон­со­лей вви­ду воз­мож­но­сти не­син­хрон­ной их сбор­ки (до­пус­ка­ет­ся «за­бег» на один блок). При про­вер­ке ус­той­чи­во­сти соб­ст­вен­ный вес про­лет­но­го строе­ния за точ­кой воз­мож­но­го оп­ро­ки­ды­ва­ния (на­при­мер, точ­кой В), а так­же дру­гие на­груз­ки, вы­зы­ваю­щие оп­ро­ки­ды­ва­ние сис­те­мы, при­ни­ма­ют­ся с ко­эф­фи­ци­ен­том g_f > 1, соб­ст­вен­ный вес до точ­ки оп­ро­ки­ды­ва­ния и на­груз­ки, удер­жи­ваю­щие сис­те­му, при­ни­ма­ют­ся с g_f < 1.

Из ус­ло­вия ус­той­чи­во­сти про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния (см. табл. 3.1) оп­ре­де­ля­ет­ся не­об­хо­ди­мая дли­на с кон­со­ли. При этой дли­не оп­ре­де­ля­ет­ся мак­си­маль­ная вер­ти­каль­ная на­груз­ка Р на од­ну кон­соль. При этом так­же при­ни­ма­ет­ся уп­ро­щен­ная схе­ма опи­ра­ния – не на три, а на две опо­ры.

Да­лее в рас­че­те не­су­щей спо­соб­но­сти под­кос­ной сис­те­мы ко­эф­фи­ци­ен­ты на­деж­но­сти g_f для на­гру­зок на пра­вой и ле­вой кон­со­лях при­ни­ма­ют­ся оди­на­ко­вы­ми в от­ли­чие от про­вер­ки ус­той­чи­во­сти по­ло­же­ния про­лет­но­го строе­ния.

Уси­лия в эле­мен­тах тре­уголь­но­го крон­штей­на (уз­лы ко­то­ро­го счи­та­ют­ся шар­нир­ны­ми) оп­ре­де­ля­ют­ся из­вест­ным из тео­ре­ти­че­ской ме­ха­ни­ки ме­то­дом вы­ре­за­ния уз­лов. По­сле это­го под­би­ра­ют се­че­ния эле­мен­тов: го­ри­зон­таль­ной за­тяж­ки – как цен­траль­но рас­тя­ну­той, а под­ко­са – как цен­траль­но сжа­то­го, по ус­ло­ви­ям, при­ве­ден­ным в табл. 5.9.

Кро­ме то­го не­об­хо­ди­ма про­вер­ка проч­но­сти ка­пи­таль­ной опо­ры на дей­ст­вие вер­ти­каль­ных на­гру­зок и из­ги­баю­ще­го мо­мен­та в мон­таж­ный пе­ри­од.

За­ме­тим, что при урав­но­ве­шен­ном на­вес­ном мон­та­же сред­них про­ле­тов мос­та в край­них про­ле­тах, как пра­ви­ло, воз­ни­ка­ет не­об­хо­ди­мость воз­ве­де­ния не­урав­но­ве­шен­ных час­тей. Для это­го уст­раи­ва­ют сплош­ные под­мос­ти, рас­чет ко­то­рых ана­ло­ги­чен вре­мен­ным опо­рам для мон­та­жа про­лет­ных строе­ний (см. п. 6.4).

При­мер 3. Про­из­ве­дем рас­чет под­кос­ной сис­те­мы для урав­но­ве­шен­но­го на­вес­но­го мон­та­жа же­ле­зо­бе­тон­но­го не­раз­рез­но­го ко­роб­ча­то­го про­лет­но­го строе­ния с про­ле­та­ми дли­ной 84 м. Рас­пре­де­лен­ная на­груз­ка от соб­ст­вен­но­го ве­са мон­ти­руе­мой кон­ст­рук­ции – q_н = 300 кН/м.

При сбор­ке «птич­ки» наи­бо­лее не­вы­год­ной схе­мой бу­дет та­кая, при ко­то­рой на од­ной кон­со­ли при­сое­ди­ня­ют по­след­ний блок дли­ной с=2 м, а на дру­гой – от­ста­ют на один блок. Мас­са мон­таж­но­го аг­ре­га­та СПК-65 с бло­ком – Р₁ = Р₂ = 1600 кН.

То­гда b₁ = 84/2 – 2×2 – 2 = 36 м; b₂ = 84/2 – 2 – 2 = 38 м.

Со­ста­вим урав­не­ние рав­но­ве­сия при оп­ро­ки­ды­ва­нии кон­ст­рук­ции от­но­си­тель­но точ­ки В (см. рис. 6.17, б):

M_u = q₂ (l/2 – c – a/2)²/2 + P₂ b₂;

M_z = q₁ (l/2 – 2c + a/2)²/2 + P₁ b₁.

При­рав­няв M_u = M_z и под­ста­вив в урав­не­ние из­вест­ные зна­че­ния ве­ли­чин по­сле пре­об­ра­зо­ва­ний (ко­то­рые здесь опус­ка­ем), по­лу­ча­ем квад­рат­ное урав­не­ние

                                   a² – 1158a + 9767 = 0.

Ре­шив это урав­не­ние, по­лу­ча­ем ми­ни­маль­но воз­мож­ное зна­че­ние ба­зы опи­ра­ния а = 8,5 м. При­ни­ма­ем с за­па­сом а = 10 м.

Мак­си­маль­ную на­груз­ку на один крон­штейн по­лу­чим из урав­не­ния рав­но­ве­сия:

SМ_B = 0; R_B×a + P₁×(b₁ – a/2) – P₂×(b₂ + a/2) – q×(l – 3c)×(a/2 + c/2) = 0.

От­сю­да R_B = [–P₁×(b₁ – a/2) + P₂×(b₂ + a/2) + q×(l – 3c)×(a/2 + c/2)] / a =

= [–1,1×1600×(36 – 10/2) + 1,1×1600×(38 + 10/2) + 1,1×300×(84 – 3×2)×(10/2 + 2/2)] / 10 = 17556 кН.

При двух крон­штей­нах, ус­та­нав­ли­вае­мых по­пе­рек мос­та, на один крон­штейн при­хо­дит­ся на­груз­ка

= 17556 / 2 = 8778 кН.

tga = ѕ = 0,75; от­сю­да a = 37°.

Рас­тя­ги­ваю­щее уси­лие в рас­тяж­ке

N_p = × tga = 8778×0,75 = 6584 кН.

Сжи­маю­щее уси­лие в под­ко­се

N_п = / cosa = 8778/0,799 = 10991 кН.

Под­би­ра­ем се­че­ния эле­мен­тов (из ста­ли мар­ки 15ХСНД):

– рас­тяж­ки

А ³ N_p / mR_y = 6584×10^–3 / (1,0×330) = 199,5×10^–4 м².

По табл. П.6.3 при­ни­ма­ем се­че­ние рас­тяж­ки из 2 I 55Б1 (А = 2×110 см²).

– под­ко­са

При­ни­ма­ем се­че­ние под­ко­са из 2 I 80Б1 – А = 2×197 = 394 см²; i_x = 31,4 см;

l = l_п / i_x = 500 / 31,4 = 16 – по табл. 5.10 ко­эф­фи­ци­ент j = 0,97.

Про­вер­ка под­ко­са на ус­той­чи­вость:

s = N_п / jA = 10991×10^–3 / (0,97×394×10^–4) = 288 МПа < mR_y = 0,9×330 = 297 МПа.

6.4. Кон­ст­рук­ции для на­вес­но­го и по­лу­на­вес­но­го мон­та­жа
ме­тал­ли­че­ских про­лет­ных строе­ний

 

При мон­та­же ба­лоч­ных про­лет­ных строе­ний по­лу­на­вес­ным спо­со­бом сбор­ка про­лет­но­го строе­ния про­из­во­дит­ся час­тич­но на под­мос­тях или вре­мен­ных опо­рах (пер­вые па­не­ли) с по­сле­дую­щим опи­ра­ни­ем мон­ти­руе­мо­го про­лет­но­го строе­ния вна­ча­ле на от­дель­ные вре­мен­ные опо­ры в про­ле­те и за­тем на ка­пи­таль­ную опо­ру (рис. 6.18).

Ес­ли мост мно­го­про­лет­ный, вто­рой и по­сле­дую­щие про­ле­ты мож­но мон­ти­ро­вать пол­но­стью вна­вес. При этом, ес­ли про­лет­ные строе­ния раз­рез­ные, их не­об­хо­ди­мо объ­е­ди­нять для мон­та­жа вре­мен­ны­ми со­еди­ни­тель­ны­ми эле­мен­та­ми. Ес­ли дли­на мон­ти­руе­мой кон­со­ли не по­зво­ля­ет обес­пе­чить ее проч­ность и ус­той­чи­вость, а так­же про­гиб кон­со­ли не­до­пус­тим, на пер­вой по хо­ду мон­та­жа ка­пи­таль­ной опо­ре уст­раи­ва­ют при­ем­ную кон­соль. При мон­та­же вна­вес про­лет­ное строе­ние кро­ме то­го мож­но уси­ли­вать вре­мен­ны­ми эле­мен­та­ми – шпрен­ге­ля­ми.

Из­ло­жен­ные вы­ше осо­бен­но­сти дан­ной тех­но­ло­гии оп­ре­де­ля­ют на­бор не­об­хо­ди­мых СВСиУ. Ни­же рас­смот­рим ме­то­ди­ки рас­че­та вре­мен­ных опор и вре­мен­ных со­еди­ни­тель­ных эле­мен­тов про­лет­но­го строе­ния.

Вре­мен­ные опо­ры для мон­та­жа. Дли­на под­мос­тей для сбор­ки ба­зо­вой час­ти про­лет­но­го строе­ния (см. рис. 6.18, а, б) на­зна­ча­ет­ся из ус­ло­вия обес­пе­че­ния его ус­той­чи­во­сти про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния от­но­си­тель­но пе­ред­ней по хо­ду сбор­ки вре­мен­ной опо­ры.

Не­су­щая спо­соб­ность вре­мен­ной опо­ры долж­на быть дос­та­точ­ной для вос­при­ятия на­гру­зок от мон­ти­руе­мо­го про­лет­но­го строе­ния (с уче­том его об­строй­ки реш­то­ва­ния­ми) и ве­са мон­таж­ных кра­нов. На­груз­ки на опо­ру учи­ты­ва­ют­ся в со­че­та­ни­ях, ука­зан­ных в табл. 6.3.

Таб­ли­ца 6.3

Со­че­та­ния на­гру­зок для рас­че­та вре­мен­ных опор

Но­ме­ра		Со­че­та­ния на­гру­зок при рас­че­тах
на­гру­зок в табл.	На­груз­ки и воз­дей­ст­вия	на проч­ность			на ус­той­чи­вость
4.1		I	II	III	IV
1	Соб­ст­вен­ный вес опо­ры	+	+	+	+
5	Вес мон­ти­руе­мо­го про­лет­но­го строе­ния	+	+	–	+
8	Вес реш­то­ва­ний, под­кра­но­вых пу­тей	+	+	–	+
10	Вес мон­таж­но­го кра­на: – с гру­зом – без гру­за	+ –	– +	– +	– +
7	Вес транс­порт­ных средств с гру­зом	+	+	–	–
17	Дав­ле­ние по­пе­реч­но­го вет­ра на про­лет­ное строе­ние, кран и опо­ру	–	+	+	+
12	Дав­ле­ние от дом­кра­тов при ре­гу­ли­ро­ва­нии на­гру­зок ме­ж­ду опо­ра­ми	–	–	+	–

 

Вет­ро­вая на­груз­ка при­ни­ма­ет­ся при рас­че­тах на проч­ность в треть­ем со­че­та­нии со­от­вет­ст­вую­щей 15 м/с (см. п. 4.4), а во вто­ром со­че­та­нии и при рас­че­тах ус­той­чи­во­сти по­ло­же­ния – рас­чет­ной ин­тен­сив­но­сти.

Рас­чет­ная схе­ма сталь­но­го про­лет­но­го строе­ния, мон­ти­руе­мо­го впо­лу­на­вес, изо­бра­же­на на рис. 6.18. Пред­по­ла­га­ет­ся, что при по­лу­на­вес­ном мон­та­же ра­бо­та­ют толь­ко две опо­ры в про­ле­те: ка­пи­таль­ная и пе­ред­няя по хо­ду сбор­ки.

Ус­той­чи­вость по­ло­же­ния про­лет­но­го строе­ния про­ве­ря­ют по ус­ло­вию в табл. 3.1, при этом мо­гут учи­ты­вать­ся, кро­ме вер­ти­каль­ных на­гру­зок, и вет­ро­вые про­доль­ные на­груз­ки, дей­ст­вую­щие на кран и про­лет­ное строе­ние. На­груз­ки, вы­зы­ваю­щие оп­ро­ки­ды­ва­ние, при­ни­ма­ют­ся с ко­эф­фи­ци­ен­том g_f = 1,2, а удер­жи­ваю­щие с g_f = 0,8.

Рас­чет вре­мен­ной опо­ры вклю­ча­ет про­вер­ку не­су­щей спо­соб­но­сти ее эле­мен­тов и ос­но­ва­ния, а так­же про­вер­ку ус­той­чи­во­сти опо­ры про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния.

Пред­по­ло­же­ние об опи­ра­нии про­лет­но­го строе­ния толь­ко на две опо­ры (и это ло­гич­но, т.к. ос­таль­ные опо­ры мо­гут вы­клю­чить­ся из ра­бо­ты или во­об­ще быть ра­зо­бра­ны за не­на­доб­но­стью) при­во­дит к про­стой ста­ти­че­ски оп­ре­де­ли­мой схе­ме, в ко­то­рой оп­ре­де­лить на­груз­ку на вре­мен­ную опо­ру не со­став­ля­ет тру­да.

Вер­ти­каль­ная на­груз­ка Р_о на вре­мен­ную опо­ру оп­ре­де­ля­ет­ся из ус­ло­вия , где – мо­мент всех сил от­но­си­тель­но точ­ки А (см. рис. 6.19), вклю­чая вер­ти­каль­ную опор­ную ре­ак­цию про­лет­но­го строе­ния:

                    P_o = [g_f SP_i (l + a_i) + g_f q (a + l)² / 2] / l,                        (6.33)

где SP_i – вес на­гру­зок от кра­на, под­мос­тей, гру­зо­вой те­леж­ки.

Го­ри­зон­таль­ная на­груз­ка на вре­мен­ную опо­ру от дей­ст­вия вет­ра на про­лет­ное строе­ние и кран по­пе­рек оси мос­та оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле (см. рис. 6.19, в):

                    W = [g_f w (l + a_i)² / 2 + g_f W₂(l + a_W2)] / l,                  (6.34)

где w – ин­тен­сив­ность по­гон­ной вет­ро­вой на­груз­ки на про­лет­ное строе­ние, рав­ная про­из­ве­де­нию w_o´H (w_o – нор­ма­тив­ное зна­че­ние вет­ро­вой на­груз­ки – см. п. 4.4); Н – вы­со­та фер­мы; W₂– пол­ное дав­ле­ние вет­ра на кран; .

Рас­чет сто­ек вре­мен­ной опо­ры вы­пол­ня­ет­ся по не­су­щей спо­соб­но­сти на со­от­вет­ст­вую­щее со­че­та­ние на­гру­зок. На­при­мер, при рас­че­те проч­но­сти опо­ры по вто­ро­му со­че­та­нию (см. табл. 6.3) наи­боль­шая (наи­мень­шая) на­груз­ка на стой­ку оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

              ,          (6.35)

где у _i – ко­ор­ди­на­та цен­тра стой­ки от­но­си­тель­но цен­тра сто­еч­но­го по­ля опо­ры в на­прав­ле­нии по­пе­рек оси мос­та; h_o – вы­со­та вре­мен­ной опо­ры, м; W₃ – пол­ное дав­ле­ние вет­ра на опо­ру, кН; W –рав­но­дей­ст­вую­щая вет­ро­вых сил (го­ри­зон­таль­ная опор­ная ре­ак­ция бал­ки на рис. 6.19 от дей­ст­вия по­пе­реч­но­го вет­ра); [N_ст] – пре­дель­но до­пус­ти­мая на­груз­ка на стой­ку. Ос­таль­ные обо­зна­че­ния яс­ны из пре­ды­ду­ще­го из­ло­же­ния.

Да­лее все дей­ст­вую­щие на опо­ру на­груз­ки при­во­дят­ся к фун­да­мен­ту. Рас­чет свай­но­го фун­да­мен­та (или фун­да­мен­та на ес­те­ст­вен­ном ос­но­ва­нии) вы­пол­ня­ет­ся в со­от­вет­ст­вии с п. 5.1.

Рас­чет вре­мен­ных со­еди­ни­тель­ных эле­мен­тов. В дан­ном рас­че­те, а так­же при про­вер­ке не­су­щей спо­соб­но­сти мон­ти­руе­мо­го про­лет­но­го строе­ния оп­ре­де­ля­ют уси­лия в его эле­мен­тах от на­гру­зок, дей­ст­вую­щих на кон­ст­рук­ции при мон­та­же, про­ве­ря­ют се­че­ния эле­мен­тов и их при­кре­п­ле­ния на мон­таж­ные на­груз­ки. В не­об­хо­ди­мых слу­ча­ях пре­ду­смат­ри­ва­ет­ся уси­ле­ние эле­мен­тов.

При­бли­жен­но наи­боль­шее осе­вое уси­лие, , кН, в поя­се кон­соль­но­го сквоз­но­го про­лет­но­го строе­ния мож­но оп­ре­де­лить по фор­му­ле (см. рис. 6.18, а):

                        N_п = SM_q / (2H) ± SM_W / (2B) £ [N],                     (6.36)

где Н – вы­со­та фер­мы; B – рас­стоя­ние ме­ж­ду фер­ма­ми про­лет­но­го строе­ния; [N] – до­пус­ти­мое уси­лие в эле­мен­те фер­мы (по ус­ло­вию проч­но­сти или ус­той­чи­во­сти); M_q – мо­мент в се­че­нии про­лет­но­го строе­ния над опо­рой от вер­ти­каль­ных мон­таж­ных на­гру­зок; M_W – то же, от по­пе­реч­ной вет­ро­вой на­груз­ки.

Для верх­не­го поя­са до­пус­ти­мое уси­лие в эле­мен­те поя­са [N_в] = m R_y A_нт; для ниж­не­го – [N_н] = j m R_y A_бр, где R_y – рас­чет­ное со­про­тив­ле­ние ста­ли про­лет­но­го строе­ния; А_нт, А_бр – пло­щадь со­от­вет­ст­вен­но нет­то и брут­то се­че­ния про­ве­ряе­мо­го эле­мен­та; j – ко­эф­фи­ци­ент про­доль­но­го из­ги­ба сжа­то­го в мон­таж­ный пе­ри­од эле­мен­та ниж­не­го поя­са (см. [10]).

Ана­ло­гич­но оп­ре­де­ля­ют­ся уси­лия в эле­мен­тах ре­шет­ки (рас­ко­сах):

                              N_р = SQ / (2cosa) £ [N_р],                            (6.37)

где  – угол на­кло­на рас­ко­са к вер­ти­ка­ли; SQ – сум­мар­ная по­пе­реч­ная си­ла в се­че­нии; [N_р] – до­пус­ти­мое уси­лие в эле­мен­те ре­шет­ки.

С уче­том уси­лий в эле­мен­тах глав­ных ферм, по­лу­чен­ных по фор­му­лам (6.36), (6.37), под­би­ра­ют се­че­ния и рас­счи­ты­ва­ют при­кре­п­ле­ния вре­мен­ных со­еди­ни­тель­ных эле­мен­тов для на­вес­но­го мон­та­жа (см. [24]).

6.5. Уст­рой­ст­ва для над­виж­ки про­лет­ных строе­ний

Спо­со­бом про­доль­ной над­виж­ки мон­ти­ру­ют как же­ле­зо­бе­тон­ные, так и ме­тал­ли­че­ские про­лет­ные строе­ния. Эта тех­но­ло­гия ус­пеш­но кон­ку­ри­ру­ет с на­вес­ным мон­та­жом, при­чем име­ет це­лый ряд раз­но­вид­но­стей (см. [2], [3]). 

Со­став ком­плек­са СВСиУ, ис­поль­зуе­мо­го при над­виж­ке, за­ви­сит от схе­мы, пла­на и про­фи­ля мос­та, кон­ст­рук­ции про­лет­ных строе­ний и опор, тех­но­ло­ги­че­ских и дру­гих ус­ло­вий. В не­го обя­за­тель­но вхо­дят на­ка­точ­ные, тя­го­вые и тор­моз­ные уст­рой­ст­ва, уст­рой­ст­ва для вы­бор­ки про­ги­бов про­лет­ных строе­ний, что оп­ре­де­ля­ет­ся са­мой тех­но­ло­ги­ей. Кро­ме то­го, в за­ви­си­мо­сти от при­ня­той схе­мы, мо­гут вхо­дить: вре­мен­ные опо­ры, аван­бе­ки, кон­ст­рук­ции вре­мен­но­го уси­ле­ния про­лет­но­го строе­ния (шпрен­ге­ли) и др.

По­сколь­ку «объ­ять» раз­но­об­раз­ные рас­че­ты всей этой со­во­куп­но­сти со­ору­же­ний и уст­ройств при мно­гих ус­ло­ви­ях очень слож­но, ни­же ог­ра­ни­чим­ся рас­смот­ре­ни­ем ме­то­дик рас­че­та толь­ко двух ос­нов­ных, час­то ис­поль­зуе­мых СВСиУ – вре­мен­ной опо­ры и аван­бе­ка.

Рас­чет вре­мен­ной опо­ры для про­доль­ной над­виж­ки. Опо­ры для над­виж­ки, об­строй­ка опор и на­ка­точ­ные пу­ти рас­счи­ты­ва­ют на со­че­та­ния на­гру­зок в со­от­вет­ст­вии с табл. 6.4.

Таб­ли­ца 6.4

Со­че­та­ния на­гру­зок для рас­че­та вре­мен­ных опор для над­виж­ки

Но­ме­ра на­гру­зок	На­груз­ки и воз­дей­ст­вия	Со­че­та­ния на­гру­зок
по табл. 4.1		I	II	III
1	Соб­ст­вен­ный вес вре­мен­ной опо­ры	+	+	+
5	Вер­ти­каль­ная на­груз­ка от над­ви­гае­мо­го про­лет­но­го строе­ния	+	+	+
14	Тя­го­вое уси­лие при над­виж­ке от сил со­про­тив­ле­ния дви­же­нию	+	+	–
15	По­пе­реч­ное уси­лие при над­виж­ке	–	+	+
17	Дав­ле­ние вет­ра на опо­ру вдоль над­виж­ки	+	–	–
17	Дав­ле­ние вет­ра на опо­ру по­пе­рек над­виж­ки	–	+	+

При оп­ре­де­ле­нии уси­лий во вто­ром со­че­та­нии учи­ты­ва­ет­ся ко­эф­фи­ци­ент со­че­та­ний h=0,9 к на­груз­кам от вет­ра в по­пе­реч­ном на­прав­ле­нии. В треть­ем со­че­та­нии при­ни­ма­ет­ся рас­чет­ная ин­тен­сив­ность вет­ро­вой на­груз­ки, в пер­вом и вто­ром – со­от­вет­ст­вую­щая ско­ро­сти вет­ра V = 15 м/с. Го­ри­зон­таль­ные уси­лия, пе­ре­да­вае­мые на опо­ры, рас­пре­де­ля­ют­ся ме­ж­ду опо­ра­ми про­пор­цио­наль­но вер­ти­каль­ным дав­ле­ни­ям.

До­пол­ни­тель­но к рас­че­там на со­че­та­ния на­гру­зок, при­ве­ден­ные в табл. 6.4, про­из­во­дят рас­чет от­дель­но стоя­щей опо­ры на вет­ро­вую и ле­до­вую на­груз­ки, дав­ле­ние дом­кра­тов, а так­же уси­лия, воз­ни­каю­щие при вы­прав­ке про­лет­но­го строе­ния в пла­не и не­па­рал­лель­но­сти на­ка­точ­ных пу­тей.

При кон­ст­руи­ро­ва­нии опо­ры пре­ж­де все­го не­об­хо­ди­мо оп­ре­де­лить дли­ну с на­ка­точ­но­го пу­ти (рис. 6.20). Она за­ви­сит от ти­па на­ка­точ­ных уст­ройств.

В слу­чае при­ме­не­ния ан­ти­фрик­ци­он­ных уст­ройств сколь­же­ния дли­на с за­ви­сит от до­пус­ти­мой на­груз­ки на од­ну опор­ную ка­рет­ку (сколь­зун) и оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                   с = Р К_н (a + b) / [p₁],                                 (6.38)

где Р – рас­чет­ная опор­ная ре­ак­ция (на один путь); К_н – ко­эф­фи­ци­ент не­рав­но­мер­но­сти рас­пре­де­ле­ния ре­ак­ции ме­ж­ду ка­рет­ка­ми, К_н»1,3…1,5; a, b – со­от­вет­ст­вен­но ши­ри­на ка­рет­ки и за­зор ме­ж­ду ни­ми; [p₁] – пре­дель­но до­пус­ти­мая на­груз­ка по проч­но­сти ка­рет­ки.

При над­виж­ке на сталь­ных ци­лин­д­ри­че­ских кат­ках по рель­со­вым пу­тям не­об­хо­ди­мая дли­на пу­ти с оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                  с = Р К_н (d + e) / (m R),                               (6.39)

где Р,К_н – ве­ли­чи­ны, те же, что и в ф. (6.47); d, e – со­от­вет­ст­вен­но диа­метр кат­ка и за­зор ме­ж­ду кат­ка­ми; m – ко­ли­че­ст­во пе­ре­се­че­ний кат­ка с рель­сом верх­не­го на­ка­точ­но­го пу­ти; R – до­пус­ти­мое дав­ле­ние на од­но пе­ре­се­че­ние кат­ка с рель­сом (табл. 6.5).

Таб­ли­ца 6.5

Рас­чет­ные зна­че­ния па­ра­мет­ра R

Диа­метр сталь­но­го	Пре­дель­ная на­груз­ка на од­но пе­ре­се­че­ние R, кН (тс)
кат­ка, мм	c рель­сом ти­па Р 50 и тя­же­лее	с бал­кой № 55 и тя­же­лее
80	30 (3)	75 (7,5)
100	50 (5)	100 (10)
120	60 (6)	110 (11)

 

По­сле оп­ре­де­ле­ния не­об­хо­ди­мой дли­ны с на­ка­точ­но­го пу­ти эс­киз­но на­зна­ча­ют раз­ме­ры над­строй­ки и фун­да­мен­та опо­ры по за­дан­ным от­мет­кам (см. рис. 6.20). Соб­ст­вен­ный вес вре­мен­ной опо­ры на­хо­дит­ся по ре­зуль­та­там эс­киз­но­го про­ек­ти­ро­ва­ния.

Вер­ти­каль­ная на­груз­ка на вре­мен­ную опо­ру от над­ви­гае­мо­го про­лет­но­го строе­ния пред­став­ля­ет со­бой часть на­груз­ки от ве­са пе­ре­ме­щае­мо­го про­лет­но­го строе­ния. Для раз­рез­ной бал­ки этот во­прос ре­ша­ет­ся от­но­си­тель­но про­сто.

При про­доль­ной над­виж­ке не­раз­рез­но­го про­лет­но­го строе­ния оп­ре­де­лить дос­та­точ­но точ­но дав­ле­ние P на вре­мен­ную опо­ру мож­но толь­ко по ком­пь­ю­тер­ной про­грам­ме при наи­бо­лее не­вы­год­ном по­ло­же­нии про­лет­но­го строе­ния от­но­си­тель­но опо­ры, при­чем с уче­том та­ких фак­то­ров, как строи­тель­ный подъ­ем бал­ки, на­ли­чие од­но­сто­рон­них свя­зей («от­ли­па­ние» опор) и др.

Рас­чет вре­мен­ных опор для над­виж­ки во мно­гом ана­ло­ги­чен опо­рам для по­лу­на­вес­но­го мон­та­жа (см. п. 6.4). Од­на­ко есть и су­ще­ст­вен­ное от­ли­чие – из­гиб опо­ры в плос­ко­сти мос­та от дей­ст­вия тя­го­во­го уси­лия Т (см. рис. 6.20). Ве­ли­чи­на уси­лия за­ви­сит от ко­эф­фи­ци­ен­та тре­ния f в на­ка­точ­ных уст­рой­ст­вах и оп­ре­де­ля­ет­ся со­глас­но ука­за­ни­ям, при­ве­ден­ным вы­ше в п. 4.3 и в прил. 3.

При пер­вом со­че­та­нии на­гру­зок (см. табл. 6.4) рас­чет стой­ки вре­мен­ной опо­ры вы­пол­ня­ет­ся по фор­му­ле

                   ,                   (6.40)

где n₁, n₂  – со­от­вет­ст­вен­но ко­ли­че­ст­во ря­дов сто­ек и сто­ек в од­ном ря­ду; ос­таль­ные обо­зна­че­ния да­ны на рис. 6.20.

Да­лее все на­груз­ки при­во­дят­ся к вер­ху ро­ст­вер­ка, и про­из­во­дит­ся рас­чет свай­но­го фун­да­мен­та по ме­то­ди­ке, из­ло­жен­ной в п. 5.1.

При­мер 4 . Про­из­ве­дем рас­чет вре­мен­ной опо­ры для над­виж­ки не­раз­рез­но­го же­ле­зо­бе­тон­но­го про­лет­но­го строе­ния l_p = 63+5´84+63 м из при­ме­ров 1 и 4 (рис. 9, 14), при­ве­ден­ных в учеб­ном по­со­бии [1]. В ос­но­ва­нии опо­ры за­ле­га­ют пес­ки сред­ней круп­но­сти. Ско­рость во­ды в па­во­док v = 1 м/с.

Рас­счи­та­ем вре­мен­ную опо­ру на пер­вое со­че­та­ние на­гру­зок, пре­ж­де все­го оп­ре­де­лив рас­чет­ные на­груз­ки на опо­ру:

– соб­ст­вен­ный вес опо­ры (см. табл. 12 [1])

Q_оп = 1,1×(9,0+11,0+3,0+6,0+10,0×0,7)×9,81 = 400 кН;

– вер­ти­каль­ная на­груз­ка от про­лет­но­го строе­ния по рас­че­ту бал­ки с аван­бе­ком при над­виж­ке со­став­ля­ет Р = 1,1×12545 = 13800 кН;

– тя­го­вое уси­лие (над­виж­ка на нафт­ле­не по по­ли­ро­ван­но­му лис­ту ле­том – см. прил. 3)

Т = 1,3×0,07×12545 = 1140 кН; h = 10,6 м;

– дав­ле­ние вет­ра на опо­ру вдоль над­виж­ки

w₀ = 14 кгс/м²;

W = w₀ c A₀ j = 14×1,2××5,4×12,1×0,5 = 549 кгс = 5,5 кН; h_w = 6,0 м;

По фор­му­ле (6.40) оп­ре­де­ля­ем мак­си­маль­ную на­груз­ку на стой­ку

.

Про­вер­ка на ус­той­чи­вость стой­ки из тру­бы Æ1020´10 мм (ма­те­ри­ал – сталь 09Г2С): А = 317 см²; i = 35,7 см; l₀ = 6 м; l = 600/35,7 = 16,8 – по табл. 5.10 ко­эф­фи­ци­ент j = 0,96.

s = 5060×10^–3 / (0,96×317×10^–4) = 166 МПа < mR_y = 1,0×300 МПа.

Как ви­дим, стой­ки мож­но бы­ло бы вы­пол­нить и мень­ше­го се­че­ния, на­при­мер, из тру­бы Æ720´8 мм (в при­ме­ре [1] се­че­ния эле­мен­тов пер­во­на­чаль­но при­ня­ты эс­киз­но).

Да­лее про­из­ве­дем рас­чет ро­ст­вер­ка вре­мен­ной опо­ры. Для это­го при­во­дим дей­ст­вую­щие на­груз­ки к уров­ню ни­за ро­ст­вер­ка (см. рис. 5.1):

P_z = P + Q_оп = 13800 + 400 = 14200 кН;

М₀ = 1140×11,6 + 5,5×7,0 = 13260 кН×м;

Н_х = 1140 + 5,5 = 1150 кН.

Для то­го, что­бы оп­ре­де­лить сво­бод­ную дли­ну сваи, по фор­му­ле Яро­слав­це­ва рас­счи­та­ем глу­би­ну ме­ст­но­го раз­мы­ва у опо­ры (см. [22]):

h_мр = 3,8×0,7×(1,0/9,81)^0,9×5,4 = 1,8 м.

То­гда l₀ = 4,0 + 1,8 = 5,8 м.

По­ла­гая вер­ти­каль­ные сваи ро­ст­вер­ка шар­нир­но при­кре­п­лен­ны­ми к вы­ше­рас­по­ло­жен­ной кон­ст­рук­ции и же­ст­ко за­де­лан­ны­ми в грун­те, по фор­му­лам (5.7) и (5.8) оп­ре­де­ля­ем про­доль­ное уси­лие N и наи­боль­ший из­ги­баю­щий мо­мент M в свае:

;   

.                                      

По фор­му­ле (5.4) и табл. 5.2, 5.3 оп­ре­де­ля­ем не­су­щую спо­соб­ность сваи по грун­ту:

F_d = 1,0×450×p×1,42²/4 + p×1,42×1,0×(6,0+6,4+6,6+6,9+7,2)×2,0 = 1007 тс = 10000 кН.

Ус­ло­вие не­су­щей спо­соб­но­сти сваи (5.3) со­блю­да­ет­ся, т.е.

N = 5200 кН < F_d / г_k = 10000/1,7 = 5880 кН.

За­ме­тим, что в при­ме­ре [1] пер­во­на­чаль­но пред­по­ла­га­лось по­гру­зить ме­тал­ли­че­ские тру­бы с от­кры­тым кон­цом без из­вле­че­ния грун­та. Рас­чет по­ка­зал, что не­об­хо­ди­мо за­пол­не­ние свай бе­то­ном, по край­ней ме­ре уст­рой­ст­во в ниж­них их час­тях бе­тон­ных про­бок вы­со­той не ме­нее 3 м.

На­ко­нец, про­из­ве­дем про­вер­ку проч­но­сти сваи по ма­те­риа­лу (сталь 09Г2С):

I_x = A×i² = 531×49,82 = 1316901 cм⁴;

s_max = N / A_n + M_x y / I _х = 5380×10^–3 / 531×10^–4 + 2890×10^–3×0,71 / 1,317×10^–2 = 257 МПа < mR_y = 300 МПа.

Ана­ло­гич­но вы­пол­ня­ют­ся рас­че­ты вре­мен­ной опо­ры на вто­рое и третье со­че­та­ния на­гру­зок.

Рас­чет аван­бе­ка. При над­виж­ке раз­рез­но­го ба­лоч­но­го про­лет­но­го строе­ния дли­на аван­бе­ка на­зна­ча­ет­ся пре­ж­де все­го из ус­ло­вия обес­пе­че­ния ус­той­чи­во­сти про­тив оп­ро­ки­ды­ва­ния пе­ре­ме­щае­мой сис­те­мы «аван­бек–про­лет­ное строе­ние» в мо­мент пе­ред опи­ра­ни­ем аван­бе­ка на сле­дую­щую ка­пи­таль­ную или вре­мен­ную опо­ру (рис. 6.21, а). Ис­хо­дя из это­го дли­ну аван­бе­ка l_а на­зна­ча­ют не ме­нее 0,55–0,65 дли­ны про­ле­та l.

За­тем про­из­во­дят рас­чет аван­бе­ка на проч­ность в со­ста­ве рас­смат­ри­вае­мой сис­те­мы в ви­ся­чем по­ло­же­нии (см. рис. 6.21, а) и при опи­ра­нии аван­бе­ка в раз­лич­ных его про­ме­жу­точ­ных уз­лах (рис. 6.21, б). Для лю­бо­го из этих слу­ча­ев долж­ны со­блю­дать­ся ус­ло­вия не­су­щей спо­соб­но­сти как про­лет­но­го строе­ния, так и кон­ст­рук­ций аван­бе­ка.

Что ка­са­ет­ся над­виж­ки не­раз­рез­ной бал­ки, то аван­бек в этом слу­чае при­ме­ня­ет­ся для сни­же­ния ве­са над­ви­гае­мой кон­со­ли с це­лью умень­ше­ния уси­лий в ней и про­ги­ба кон­ца кон­со­ли. В этой свя­зи дли­ну аван­бе­ка на­зна­ча­ют в пре­де­лах l_а = (0,25…0,35)l (рис. 6.22).

Пер­вым рас­чет­ным слу­ча­ем и здесь, ес­те­ст­вен­но, яв­ля­ет­ся ви­ся­чее по­ло­же­ние аван­бе­ка (рис. 6.22, а). В этом слу­чае в мес­те при­кре­п­ле­ния аван­бе­ка к про­лет­но­му строе­нию дей­ст­ву­ют рас­чет­ный из­ги­баю­щий мо­мент и по­пе­реч­ная си­ла от его соб­ст­вен­но­го ве­са:

                                          М = g_f q_а l_а² / 2;                                    (6.41)

                                             Q = g_f q_а l_а.                                       (6.42)

В мо­мент опи­ра­ния кон­ца аван­бе­ка на оче­ред­ную опо­ру (без под­дом­кра­чи­ва­ния) уси­лия в нем не­зна­чи­тель­ны, так как ре­ак­ция опо­ры R»0 (рис. 6.22, б). По­это­му дан­ная схе­ма ед­ва ли пред­став­ля­ет ин­те­рес.

То же са­мое мож­но ска­зать и о ста­дии над­виж­ки, ко­гда аван­бек уже про­шел опо­ру и вы­дви­нул­ся в сле­дую­щий про­лет (рис. 6.22, в). Мож­но за­ме­тить, что эта схе­ма для аван­бе­ка эк­ви­ва­лент­на изо­бра­жен­ной на рис. 6.22, а.

Име­ет­ся еще од­на рас­чет­ная схе­ма – с про­ме­жу­точ­ным опи­ра­ни­ем аван­бе­ка, в ко­то­рой 0 < R < R_max (рис. 6.22, г). В ча­ст­но­сти, ес­ли при опи­ра­нии аван­бе­ка по­се­ре­ди­не при­нять R = R_max/2, в мес­те при­кре­п­ле­ния аван­бе­ка к про­лет­но­му строе­нию бу­дут дей­ст­во­вать рас­чет­ные уси­лия

                                         М ¢ = R_max l_а / 4;                                     (6.43)

                                            Q ¢ = R_max / 2.                                      (6.44)

Рас­чет и кон­ст­руи­ро­ва­ние аван­бе­ка про­из­во­дит­ся с уче­том по­лу­чен­ных уси­лий M, M¢, Q, Q¢ ана­ло­гич­но ос­нов­но­му ме­тал­лу про­лет­но­го строе­ния (см. учеб­ник [24]). Бол­то­вое при­кре­п­ле­ние аван­бе­ка к про­лет­но­му строе­нию кро­ме то­го рас­счи­ты­ва­ют на сдви­гаю­щее уси­лие Q = R_max.

Ко­нец аван­бе­ка для ком­пен­са­ции про­ги­ба, а так­же об­лег­че­ния на­ка­ты­ва­ния его на опо­ру, вы­пол­ня­ет­ся с плав­ным подъ­е­мом квер­ху. Зна­че­ние про­ги­ба оп­ре­де­ля­ет­ся по ком­пь­ю­тер­ной про­грам­ме мо­де­ли­ро­ва­ния над­виж­ки, на­при­мер SHPREN. При этом боль­шое зна­че­ние име­ет точ­ность за­да­ния ве­со­вых и же­ст­ко­ст­ных ха­рак­те­ри­стик не­раз­рез­ной бал­ки. В про­тив­ном слу­чае при реа­ли­за­ции над­виж­ки мо­гут воз­ни­кать су­ще­ст­вен­ные от­кло­не­ния фак­ти­че­ских схем ра­бо­ты про­лет­но­го строе­ния от рас­чет­ных. Это не толь­ко соз­да­ет труд­но­сти над­виж­ки, но да­же мо­жет при­вес­ти к по­те­ре не­су­щей спо­соб­но­сти эле­мен­тов про­лет­но­го строе­ния или аван­бе­ка.

 

6.6. Плаш­ко­уты и пла­ву­чие опо­ры

При строи­тель­ст­ве боль­ших мос­тов че­рез глу­бо­ко­вод­ные ре­ки воз­ни­ка­ет не­об­хо­ди­мость в ис­поль­зо­ва­нии су­хо­пут­ных кра­нов и ко­пров, ус­та­нов­лен­ных на пла­ву­чие сред­ст­ва, а так­же транс­порт­ных плаш­ко­утов для пе­ре­воз­ки раз­лич­ных гру­зов. Ос­нов­ные тех­ни­че­ские тре­бо­ва­ния и ме­то­ди­ки рас­че­та ука­зан­ных пла­ву­чих средств (с при­ме­ром рас­че­та) при­ве­де­ны в учеб­ном по­со­бии [16].

В мос­то­строе­нии при­ме­ня­ют еще и спо­соб мон­та­жа, при ко­то­ром про­лет­ное строе­ние со­би­ра­ют на бе­ре­гу или на под­мос­тях с по­сле­дую­щей пе­ре­движ­кой по пир­сам, по­груз­кой на пла­ву­чие опо­ры и ус­та­нов­кой в про­ект­ное по­ло­же­ние при по­мо­щи пла­ву­чих опор (рис. 6.23). При этом не­об­хо­ди­мо вы­пол­нять не­сколь­ко ста­дий бал­ла­сти­ров­ки плав­си­сте­мы, ее бук­си­ров­ку, рас­чал­ку и т.д.

Рас­смат­ри­вае­мая тех­но­ло­гия свя­за­на с при­ме­не­ни­ем обыч­но двух от­дель­ных пла­ву­чих опор, ус­та­нав­ли­вае­мых под од­ну блок-сек­цию про­лет­но­го строе­ния. Ка­ж­дая опо­ра вклю­ча­ет пла­ву­чее сред­ст­во (плав­сред­ст­во) с об­строй­кой. В ка­че­ст­ве плав­средств мо­гут ис­поль­зо­вать­ся бар­жи реч­но­го (мор­ско­го) фло­та ли­бо сбор­но-раз­бор­ные плаш­ко­уты из пон­то­нов ти­па КС (пред­поч­ти­тель­но). Об­строй­ку обыч­но вы­пол­ня­ют из ин­вен­тар­ных сто­еч­ных кон­ст­рук­ций ти­па МИК-С с до­бав­ле­ни­ем не­ин­вен­тар­но­го ме­тал­ла.

«Ко­ра­бе­лы» про­из­во­дят рас­чет су­дов до­воль­но слож­ны­ми ме­то­да­ми на ком­пь­ю­те­рах. Но для вре­мен­ных плав­средств на строи­тель­ст­ве мос­тов дос­та­точ­но ис­поль­зо­вать при­бли­жен­ные ин­же­нер­ные ме­то­ди­ки, даю­щие удов­ле­тво­ри­тель­ную для прак­ти­ки точ­ность. Ни­же рас­смот­рим ме­то­ди­ку рас­че­та пла­ву­чей сис­те­мы для пе­ре­воз­ки про­лет­но­го строе­ния с ис­поль­зо­ва­ни­ем плаш­ко­ута из пон­то­нов.

При кон­ст­руи­ро­ва­нии пла­ву­чих опор сле­ду­ет вы­пол­нять рас­че­ты:

по пер­во­му пре­дель­но­му со­стоя­нию (на рас­чет­ные на­груз­ки): на пла­ву­честь; на ос­той­чи­вость; – по не­су­щей спо­соб­но­сти (проч­но­сти, ус­той­чи­во­сти) плаш­ко­ута и над­строй­ки;

по вто­ро­му пре­дель­но­му со­стоя­нию (на нор­ма­тив­ные на­груз­ки): по де­фор­ма­ци­ям (осад­ка, крен, диф­фе­рент); по бал­ла­сти­ров­ке плав­си­сте­мы (рас­чет объ­е­ма вод­но­го бал­ла­ста).

Кро­ме то­го про­из­во­дят рас­че­ты по бук­си­ров­ке и якор­но­го за­кре­п­ле­ния плав­си­сте­мы.

Со­че­та­ния на­гру­зок, учи­ты­вае­мых при рас­че­те пла­ву­чих сис­тем, ука­за­ны в табл. 6.6.

Таб­ли­ца 6.6

Со­че­та­ния на­гру­зок для рас­че­та пла­ву­чих сис­тем

		При рас­че­те
Но­ме­ра		на проч­ность		на пла­ву­честь		на ос­той­чи­вость
на­груз­ки	На­груз­ки и воз­дей­ст­вия	со­че­та­ния
по табл. 4.1		I	II	плав­си­сте­мы	от­дель­ной опо­ры	плав­сис-те­мы	от­дель­ной опо­ры
5	Вес пе­ре­во­зи­мо­го про­лет­но­го строе­ния Р	+	+	+	–	+	–
1	Вес пла­ву­чих опор с обо­ру­до­ва­ни­ем G	+	+	+	+	+	+
6	Вес ос­та­точ­но­го бал­ла­ста Gост	+	+	+	+	+	+
6	Вес ре­гу­ли­ро­воч­но­го бал­ла­ста Gрег	+	+	+	+	+	–
6	Вес ра­бо­че­го бал­ла­ста Gраб	+	–	–	+	–	–
17	Дав­ле­ние вет­ра на про­лет­ное про­лет­ное строе­ние Wпр	–	+	–	–	+	–
17	Дав­ле­ние вет­ра на пла­ву­чую опо­ру Wоп	–	+	–	–	+	+
3	Гид­ро­ста­ти­че­ское дав­ле­ние во­ды	+	+	+	+	+	+
4	Вол­но­вая на­груз­ка	–	+	–	–	–	–

Рас­чет на пла­ву­честь пла­ву­чих опор про­из­во­дит­ся по ус­ло­вию:

                                          gSV_п ³ SQg_n,                                             (6.45)

где g – объ­ем­ная мас­са во­ды, рав­ная для пре­сной во­ды 1 т/м³; SV_п – пре­дель­ное во­до­из­ме­ще­ние опор пла­ву­чей сис­те­мы, рав­ное ее сум­мар­но­му во­до­из­ме­ще­нию при осад­ке, рав­ной вы­со­те бор­та по ми­де­лю; SQ – рас­чет­ный вес пла­ву­чей сис­те­мы, рав­ный сум­ме рас­чет­ных ве­сов: пе­ре­во­зи­мо­го про­лет­но­го строе­ния с обу­ст­рой­ст­ва­ми – Р; пла­ву­чих опор с обу­ст­рой­ст­ва­ми и обо­ру­до­ва­ни­ем – G; ре­гу­ли­ро­воч­но­го и ос­та­точ­но­го бал­ла­ста – G_рег+G_ост (см. ни­же); g_n – ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­зна­че­нию, при­ни­мае­мый рав­ным: для пла­ву­чих опор, об­ра­зо­ван­ных из пон­то­нов, бал­ла­сти­руе­мых че­рез дон­ные от­вер­стия – 1,125; для пла­ву­чих опор, об­ра­зо­ван­ных из пон­то­нов и барж, бал­ла­сти­руе­мых с по­мо­щью на­со­сов – 1,20.

Для пла­ву­чих опор, об­ра­зо­ван­ных из пон­то­нов, бал­ла­сти­руе­мых че­рез дон­ные от­вер­стия, пла­ву­честь от воз­дей­ст­вия по­сто­ян­ных на­гру­зок долж­на обес­пе­чи­вать­ся толь­ко глу­хи­ми не­бал­ла­сти­руе­мы­ми пон­то­на­ми.

Ос­той­чи­вость пла­ву­чей сис­те­мы оп­ре­де­ля­ет­ся сле­дую­щи­ми ус­ло­вия­ми (рис. 6.24):

а) ме­та­цен­три­че­ская вы­со­та r – а долж­на быть по­ло­жи­тель­ной во всех рас­чет­ных слу­ча­ях, т.е.

                                            r – а > 0,                                               (6.46)

где r – ме­та­цен­три­че­ский ра­ди­ус, рав­ный рас­стоя­нию ме­ж­ду цен­тром тя­же­сти вы­тес­нен­но­го объ­е­ма во­ды (цен­тром во­до­из­ме­ще­ния Z_v) и ме­та­цен­тром Z_m, рас­по­ло­жен­ным в точ­ке пе­ре­се­че­ния вер­ти­ка­ли, про­хо­дя­щей че­рез сме­щен­ный центр во­до­из­ме­ще­ния , с осью О–О пла­ву­чей сис­те­мы; а – рас­стоя­ние от цен­тра тя­же­сти пла­ву­чей сис­те­мы Z_a до цен­тра во­до­из­ме­ще­ния Z_v, при­ни­мае­мое рав­ным то­му же рас­стоя­нию при на­чаль­ном по­ло­же­нии плав­си­сте­мы. Рас­стоя­ние а оп­ре­де­ля­ет­ся ме­то­дом ста­ти­че­ских мо­мен­тов:

                                             а = SQ_i a_i / SQ_i,                                          (6.47) 

где Q_i – со­от­вет­ст­вую­щие вер­ти­каль­ные гру­зы; a_i – рас­стоя­ния от то­чек при­ло­же­ния гру­зов до цен­тра во­до­из­ме­ще­ния;

б) при кре­не и диф­фе­рен­те пла­ву­чей сис­те­мы от дей­ст­вия рас­чет­ной вет­ро­вой на­груз­ки кром­ка па­лу­бы в лю­бой точ­ке не долж­на ухо­дить под во­ду, а дни­ще (се­ре­ди­на ску­лы) не долж­но вы­хо­дить из во­ды (рас­чет оса­док см. ни­же);

в) за­пас над­вод­но­го бор­та пла­ву­чих опор, об­ра­зо­ван­ных из за­кры­тых пон­то­нов и ме­тал­ли­че­ских па­луб­ных барж, при мак­си­маль­ном кре­не или диф­фе­рен­те с уче­том дей­ст­вия нор­ма­тив­ных на­гру­зок дол­жен быть не ме­нее 0,2 м.

При про­вер­ке ос­той­чи­во­сти по пп. «а» и «б» все на­груз­ки долж­ны при­ни­мать­ся рас­чет­ные. Зна­че­ние ко­эф­фи­ци­ен­та на­деж­но­сти по на­груз­ке для соб­ст­вен­но­го ве­са плаш­ко­ута с об­строй­кой и обо­ру­до­ва­ни­ем сле­ду­ет при­ни­мать в их не­вы­год­ном зна­че­нии (0,9 или 1,1).

Зна­че­ние ме­та­цен­три­че­ско­го ра­диу­са оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                     r = (I – Si_n) / SV_р,                                      (6.48)

где I – мо­мент инер­ции пло­ща­ди плаш­ко­ута (бар­жи) в уров­не ва­тер­ли­нии пла­ву­чей опо­ры от­но­си­тель­но оси ее на­кло­не­ния, при­ни­мае­мый при кре­нах – от­но­си­тель­но оси с мень­шим мо­мен­том инер­ции, а при диф­фе­рен­тах – от­но­си­тель­но оси с бульшим мо­мен­том инер­ции пло­ща­ди; Si_n – сум­ма соб­ст­вен­ных мо­мен­тов инер­ции по­верх­но­сти бал­ла­ста в пон­то­нах (от­се­ках барж) от­но­си­тель­но осей, про­хо­дя­щих че­рез цен­тры тя­же­стей этих по­верх­но­стей, па­рал­лель­но осям на­кло­не­ния пла­ву­чей сис­те­мы; SV_р – объ­ем (во­до­из­ме­ще­ние) по­гру­жен­ной час­ти плав­си­сте­мы.

В плаш­ко­утах, об­ра­зо­ван­ных из пон­то­нов, бал­ла­сти­руе­мых че­рез дон­ные от­вер­стия, соб­ст­вен­ные мо­мен­ты инер­ции по­верх­но­сти бал­ла­ста в пон­то­нах долж­ны учи­ты­вать­ся толь­ко для бал­ла­сти­руе­мых пон­то­нов.

Осад­ка пла­ву­чих опор от вер­ти­каль­ных на­гру­зок оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                t_в = SQ / (k_в SW),                                       (6.49)

где SQ – рас­чет­ная (или нор­ма­тив­ная – см. ни­же) на­груз­ка, при­хо­дя­щая­ся на плав­си­сте­му; k_в – ко­эф­фи­ци­ент пол­но­ты во­до­из­ме­ще­ния, при­ни­мае­мый для пон­то­нов ти­па КС рав­ным 0,97; SW – пло­щадь пла­ву­чей опо­ры по ва­тер­ли­нии.

В слу­чае бал­ла­сти­ров­ки пон­то­нов че­рез дон­ные от­вер­стия осад­ка от­дель­ной опо­ры оп­ре­де­ля­ет­ся при от­сут­ст­вии из­бы­точ­но­го дав­ле­ния воз­ду­ха в бал­ла­сти­руе­мых пон­то­нах по фор­му­ле

                                     = SQ / (k_в Sw),                                      (6.50)

где Sw – сум­мар­ная пло­щадь не­бал­ла­сти­руе­мых пон­то­нов.

Осад­ку пла­ву­чих опор от рас­чет­ных вет­ро­вых на­гру­зок, вы­зы­ваю­щих крен или диф­фе­рент от­дель­ной опо­ры (пла­ву­чей сис­те­мы), мож­но вы­чис­лить по фор­му­ле

                                           t_г = b tgj,                                            (6.51)

где b – по­ло­ви­на раз­ме­ра пла­ву­чей опо­ры в плос­ко­сти кре­ня­ще­го (диф­фе­рен­ти­рую­ще­го) мо­мен­та; j – угол кре­на или диф­фе­рен­та.

Зна­че­ния tgj на­хо­дят­ся из вы­ра­же­ния

                                                                               (6.52)

где SМ – сум­мар­ный мо­мент от­но­си­тель­но цен­тра во­до­из­ме­ще­ния от рас­чет­ных вет­ро­вых на­гру­зок, при­хо­дя­щий­ся на пла­ву­чую опо­ру; 1+m – ко­эф­фи­ци­ент, учи­ты­ваю­щий ди­на­ми­че­ское воз­дей­ст­вие вет­ра при по­ры­вах его и инер­цию плав­си­сте­мы, при­ни­мае­мый рав­ным 1,2.

Угол j дол­жен удов­ле­тво­рять ус­ло­ви­ям:

                                    j £ j₁; j £ j₂,                                          (6.53)

где j₁ и j₂  – угол кре­на (диф­фе­рен­та), со­от­вет­ст­вую­щий на­ча­лу вхо­да кром­ки па­лу­бы в во­ду и вы­хо­ду из во­ды дни­ща (се­ре­ди­ны ску­лы).

Объ­ем вод­но­го бал­ла­ста для бал­ла­сти­ров­ки пла­ву­чих опор скла­ды­ва­ет­ся из сле­дую­щих со­став­ляю­щих:

                                 V = V_раб + V_рег + V_ост,                                     (6.54)

где V_раб, V_рег, V_ост  – объ­е­мы со­от­вет­ст­вен­но ра­бо­че­го, ре­гу­ли­ро­воч­но­го и ос­та­точ­но­го бал­ла­ста.

Объ­ем V_раб ра­бо­че­го бал­ла­ста, не­об­хо­ди­мо­го для по­гру­же­ния (всплы­тия) пла­ву­чих опор при по­груз­ке про­лет­но­го строе­ния или ус­та­нов­ке его на опор­ные час­ти, сле­ду­ет оп­ре­де­лять по фор­му­ле

                                    V_раб = Р + D k_в W,                                        (6.55)

где Р – нор­ма­тив­ный вес про­лет­но­го строе­ния;

                                 D = D₁ + D₂ + D₃ + D₄,                                    (6.56)

D – по­гру­же­ние (всплы­тие) опо­ры;

D₁ – уп­ру­гие де­фор­ма­ции про­лет­но­го строе­ния при по­груз­ке или ус­та­нов­ке его на опор­ные час­ти;

D₂ и D₃ – де­фор­ма­ции по­гру­зоч­ных уст­ройств и пла­ву­чей опо­ры;

D₄ – за­зор ме­ж­ду ни­зом про­лет­но­го строе­ния и вер­хом по­гру­зоч­ных уст­ройств или опор­ных час­тей, при­ни­мае­мый 0,05–0,10 м.

Объ­ем V_рег ре­гу­ли­ро­воч­но­го бал­ла­ста оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                      V_рег = k_в W h_рег,                                        (6.57)

где h_рег – не­об­хо­ди­мое ре­гу­ли­ро­ва­ние осад­ки пла­ву­чих опор на слу­чай воз­мож­ных ко­ле­ба­ний уров­ня во­ды за вре­мя од­но­го цик­ла пе­ре­воз­ки, но ме­нее, чем за су­тки.

Объ­ем V_ост ос­та­точ­но­го бал­ла­ста оп­ре­де­ля­ет­ся по фор­му­ле

                                    V_ост = k_в W d,                                          (6.58)

где d – тол­щи­на слоя ос­та­точ­но­го бал­ла­ста, при­ни­мае­мая для пон­то­нов ти­па КС, бал­ла­сти­руе­мых на­ли­вом во­ды на­со­са­ми рав­ной 0,1 м, а для барж – в за­ви­си­мо­сти от кон­ст­рук­ции на­бо­ра дни­ща.

Для пон­то­нов КС, бал­ла­сти­руе­мых че­рез дон­ные от­вер­стия, тол­щи­на слоя ос­та­точ­но­го бал­ла­ста при­ни­ма­ет­ся рав­ной 0,08 м, а для глу­хих не­бал­ла­сти­руе­мых пон­то­нов то­го же плаш­ко­ута – рав­ной ну­лю.

Объ­ем бал­ла­ст­ных ре­зер­вуа­ров пла­ву­чей опо­ры дол­жен быть дос­та­точ­ным для раз­ме­ще­ния рас­чет­но­го объ­е­ма бал­ла­ста, что долж­но быть про­ве­ре­но рас­че­том. При бал­ла­сти­ров­ке пон­то­нов че­рез дон­ные от­вер­стия сле­ду­ет учи­ты­вать, что уро­вень во­ды в бал­ла­ст­ных пон­то­нах не мо­жет быть вы­ше уров­ня во­ды за бор­том.

Рас­чет над­строй­ки плаш­ко­ута про­из­во­дят ана­ло­гич­но вре­мен­ным опо­рам для мон­та­жа про­лет­но­го строе­ния (см. п. 6.4).Ука­за­ния по рас­че­ту проч­но­сти кор­пу­са плаш­ко­ута, якор­но­го рас­кре­п­ле­ния пла­ву­чей сис­те­мы и по бук­си­ров­ке плав­си­сте­мы при­ве­де­ны в учеб­ном по­со­бии [16].

 

6.7. Стро­по­воч­ные уст­рой­ст­ва и тра­вер­сы

Припро­из­вод­ст­ве мон­таж­ных ра­бот гру­зо­подъ­ем­ны­ми ма­ши­на­ми под­ни­ма­ют и пе­ре­ме­ща­ют в про­стран­ст­ве раз­лич­ные мос­то­вые кон­ст­рук­ции, це­ли­ком ли­бо от­дель­ны­ми бло­ка­ми. Со­еди­не­ние крю­ка кра­на с под­ни­мае­мой кон­ст­рук­ци­ей осу­ще­ст­в­ля­ет­ся с по­мо­щью стро­по­воч­ных уст­ройств, тип и кон­ст­рук­ция ко­то­рых за­ви­сят от па­ра­мет­ров кон­крет­но­го гру­за.

Мон­таж длин­но­раз­мер­ных мос­то­вых кон­ст­рук­ций (ба­лок) про­из­во­дят, как пра­ви­ло, ук­руп­нен­ны­ми бло­ка­ми, что тре­бу­ет спе­ци­аль­ных схем стро­пов­ки и стро­по­воч­ных уст­ройств. Ти­пич­ный при­мер стро­пов­ки гру­зов сталь­ны­ми ка­на­та­ми по­ка­зан на рис. 6.25, а.

Рас­чет стро­пов. Рас­чет­ное уси­лие в од­ной вет­ви стро­па оп­ре­де­ля­ют по фор­му­ле

                                     N_c = Р / (n k cos a),                                      (6.59)

где Р – вес под­ни­мае­мо­го гру­за; n – чис­ло вет­вей стро­па; k – ко­эф­фи­ци­ент за­па­са проч­но­сти сталь­но­го ка­на­та, при­ни­мае­мый для стро­пов не ме­нее 6; a – угол ме­ж­ду вет­вью стро­па и вер­ти­ка­лью.

Диа­метр ка­на­та под­би­ра­ют по раз­рыв­но­му уси­лию, взя­то­му по ГОСТу или сер­ти­фи­ка­ту, ис­хо­дя из ус­ло­вия N_c £ S, где S – раз­рыв­ное уси­лие ка­на­та (со­от­вет­ст­вую­щей мар­ки­ро­воч­ной груп­пы) в це­лом. Та­ким об­ра­зом, рас­чет в дан­ном слу­чае про­из­во­дят на нор­ма­тив­ную на­груз­ку Р.

Не­дос­тат­ка­ми ка­нат­ных стро­по­воч­ных уст­ройств яв­ля­ют­ся вы­со­кая тру­до­ем­кость при стро­пов­ке и рас­стро­пов­ке, низ­кая безо­пас­ность (час­тые об­ры­вы стро­пов и стро­по­воч­ных пе­тель в кон­ст­рук­ции) и, са­мое глав­ное, не­об­хо­ди­мость для та­ке­лаж­ни­ка под­ни­мать­ся по­сле мон­та­жа к уз­лу кре­п­ле­ния стро­па для его рас­стро­пов­ки. При боль­шой дли­не бал­ки и при обыч­ном уг­ле на­кло­на строп к го­ри­зон­ту 40–50° су­ще­ст­вен­но воз­рас­та­ет вы­со­та подъ­е­ма гру­за, а зна­чит па­да­ет свя­зан­ная с этим гру­зо­подъ­ем­ность кра­на. В ре­зуль­та­те тре­бу­ет­ся бо­лее мощ­ный и до­ро­го­стоя­щий кран.

Для стро­пов­ки тя­же­лых, длин­но­мер­ных мос­то­вых кон­ст­рук­ций ти­па ба­лок при­ме­ня­ют тра­вер­сы – спе­ци­аль­ные стро­по­воч­ные уст­рой­ст­ва, слу­жа­щие не толь­ко для за­кре­п­ле­ния гру­за к крю­ку кра­на, но и дру­гим це­лям: умень­ше­ния вы­со­ты стро­пов­ки, по­вы­ше­ния безо­пас­но­сти мон­та­жа (см. [14]). В этом слу­чае стро­по­воч­ные пет­ли уже не тре­бу­ют­ся. Ори­ен­ти­ро­ван­ные на кон­ст­рук­ции оп­ре­де­лен­но­го ви­да тра­вер­сы мо­гут вы­пол­нять­ся с ав­то­ма­ти­че­ски­ми за­хва­та­ми.

Тра­вер­су мож­но вы­пол­нить в ви­де ме­тал­ли­че­ской про­доль­ной бал­ки, к ко­то­рой по кон­цам под­ве­ши­ва­ет­ся са­ма под­ни­мае­мая бал­ка (см. рис. 6.25, б). В этом слу­чае вы­со­та стро­пов­ки ми­ни­маль­на, так что гру­зо­подъ­ем­ность кра­на ис­поль­зу­ет­ся наи­бо­лее эф­фек­тив­но.

Од­на­ко, с рос­том дли­ны и ве­са Р под­ни­мае­мой бал­ки су­ще­ст­вен­но воз­рас­та­ет на­груз­ка на тра­вер­су и ее соб­ст­вен­ный вес. В та­ком слу­чае бо­лее ра­цио­наль­ным ста­но­вит­ся кон­ст­рук­ция тра­вер­сы с ос­нов­ным не­су­щим эле­мен­том не в ви­де из­ги­бае­мой бал­ки, а сжа­той рас­пор­ки (см. рис. 6.25, в). Та­кую тра­вер­су под­ве­ши­ва­ют к крю­ку кра­на на стро­пах, а луч­ше – на цеп­ных на­клон­ных под­вес­ках, что бо­лее на­деж­но и безо­пас­но.

Рас­чет тра­верс. Мак­си­маль­ный из­ги­баю­щий мо­мент и мак­си­маль­ную по­пе­реч­ную си­лу в тра­вер­се, ра­бо­таю­щей на из­гиб (см. рис. 6.25, б), оп­ре­де­ля­ют по фор­му­лам:

                     М_max = (Р а + q a²) g_f (1 + m) / 2;                              (6.60)

                        Q_max = (Р + q a) g_f (1 + m) / 2,                                (6.61)

где Р – вес под­ни­мае­мо­го гру­за (бал­ки); а – дли­на рас­чет­ной кон­со­ли тра­вер­сы; q – по­гон­ный вес тра­вер­сы; g_f  – ко­эф­фи­ци­ент на­деж­но­сти по на­груз­ке, рав­ный 1,1; 1 + m – ко­эф­фи­ци­ент ди­на­ми­ки, рав­ный 1,2.

Кон­ст­руи­ро­ва­ние из­ги­бае­мой тра­вер­сы про­из­во­дят со­глас­но нор­мам про­ек­ти­ро­ва­ния ме­тал­ло­кон­ст­рук­ций СВСиУ (см. п. 5.3). С уче­том то­го, что в сред­ней час­ти про­доль­ной бал­ки тра­вер­сы ее ниж­ний по­яс ис­пы­ты­ва­ет мак­си­маль­ное сжа­тие и не за­кре­п­лен от по­те­ри об­щей ус­той­чи­во­сти, по­пе­реч­ное се­че­ние тра­верс вы­пол­ня­ют, как пра­ви­ло, ко­роб­ча­тым с бо­лее раз­ви­тым сжа­тым поя­сом.

Мак­си­маль­ное про­доль­ное уси­лие в тра­вер­се, ра­бо­таю­щей на сжа­тие (см. рис. 6.25, в), оп­ре­де­ля­ют по фор­му­ле

                      N_max = Р g_f (1 + m) tg a / 2.                                   (6.62)

По­ми­мо про­доль­но­го уси­лия в рас­пор­ке тра­вер­сы дей­ст­ву­ет из­ги­баю­щий мо­мент от соб­ст­вен­но­го ее ве­са

                         М_с = q x (l – x) g_f (1 + m) / 2,                                 (6.63)

где х – рас­стоя­ние от серь­ги тра­вер­сы до рас­чет­но­го се­че­ния.

Кро­ме то­го сле­ду­ет учи­ты­вать, что кон­ст­рук­тив­но шар­нир­ный узел со­еди­не­ния на­клон­но­го стро­па с рас­пор­кой обыч­но ре­ша­ет­ся с экс­цен­трич­ным при­кре­п­ле­ни­ем. По­это­му под­бор се­че­ния рас­пор­ки сле­ду­ет про­из­во­дить как сжа­то-изо­гну­то­го эле­мен­та (см. табл. 5.9).

РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА

1. Вла­ди­мир­ский С.Р. Про­ек­ти­ро­ва­ние тех­но­ло­гии строи­тель­ст­ва мос­тов: Учеб­ное по­со­бие / СПбГА­СУ. – СПб., 2006. – c.

2. Ко­ло­ко­лов Н.М., Вейн­блат Б.М. Стpоительство мос­тов: Учеб­ник. – М.: Тpанспоpт, 1984. – 504 с.

3. Бобpиков Б.В. и дp. Стpоительство мос­тов: Учеб­ник / Б.В. Бобpиков, И.М. Ру­са­ков, А.А. Цаpьков. – М.: Тpанспоpт, 1987. – 304 с.

4. Вла­ди­мир­ский С.Р. Вспо­мо­га­тель­ные со­ору­же­ния для строи­тель­ст­ва мос­тов. Ч. 1. Кон­ст­рук­ция СВСиУ: Учеб­ное по­со­бие / СПбГА­СУ. – СПб., 2006. – c.

5. Усоль­цев В.С. Рас­че­ты вспо­мо­га­тель­ных со­ору­же­ний и обу­ст­ройств для строи­тель­ст­ва мос­тов: Учеб­ное по­со­бие.– Но­во­си­бирск: НИИЖТ, 1990. – 95 с.

6. Смир­нов В.Н. Вспо­мо­га­тель­ные со­ору­же­ния для строи­тель­ст­ва мос­тов: Учеб­ное по­со­бие.– СПб.: ПГУПС, 2004. – 79 с.

7.Строи­тель­ст­во мос­тов и труб. (Спра­воч­ник ин­же­не­ра) / Под ред. В.С. Ки­рил­ло­ва. – М.: Транс­порт, 1975. – 600 с.

8. СНиП 11–01–95. Ин­ст­рук­ция о по­ряд­ке раз­ра­бот­ки, со­гла­со­ва­ния, ут­вер­жде­ния и со­ста­ве про­ект­ной до­ку­мен­та­ции на строи­тель­ст­во пред­при­ятий, зда­ний и со­ору­же­ний. – М.: Мин­ст­рой Рос­сии, 1995. – 14 с.

9. СНиП 3.01.01–85^*. Ор­га­ни­за­ция строи­тель­но­го про­из­вод­ст­ва / Гос­строй Рос­сии. – М.: ГУП ЦПП, 2000. – 56 с.

10. СНиП 2.05.03–84^*. Мос­ты и тру­бы / Мин­ст­рой Рос­сии. – М.: ГП ЦПП, 1996. – 214 с.

11. СНиП 3.06.04–91. Мос­ты и тру­бы. Пра­ви­ла про­из­вод­ст­ва и при­ем­ки
ра­бот / Гос­строй Рос­сии. – М.: Строй­из­дат, 1993. – 132 с.

12. СТП 136–99. Спе­ци­аль­ные вспо­мо­га­тель­ные со­ору­же­ния и уст­рой­ст­ва для строи­тель­ст­ва мос­тов. Нор­мы и пра­ви­ла про­ек­ти­ро­ва­ния. – М.: ОАО «Ин­сти­тут Ги­про­ст­рой­мост», 1999. – 314 с.

13. СНиП 2.06.04–82^*. На­груз­ки и воз­дей­ст­вия на гид­ро­тех­ни­че­ские со­ору­же­ния (вол­но­вые, ле­до­вые и от су­дов) / Гос­строй СССР. – М.: ЦИТП Гос­строя СССР, 1986. – 40 с.

14. Вейн­блат Б.М. и дp. Кpаны для стpоительства мос­тов: Спpавочник / Б.М. Вейн­блат, И.И. Елин­сон, В.П. Ка­мен­цев. ­– М.: Тpанспоpт, 1988. – 240 с.

15. Вла­ди­мир­ский С.Р. Ме­ха­ни­за­ция строи­тель­ст­ва мос­тов: Учеб­ное по­со­бие / СПбГА­СУ. – СПб.: Изд-во ДНК, 2005. – 96 c.

16. Вла­ди­мир­ский С.Р. Ме­ха­ни­за­ция строи­тель­ст­ва мос­тов. Учеб­ное по­со­бие: Изд. 2-е, пе­ре­раб. и доп. – СПб.: Изд-во ДНК, 2005. – 152 c.

17. Кру­чин­кин А.В. Сбор­но-раз­бор­ные вре­мен­ные мос­ты. – М.: Тpанспоpт, 1987. – 191 с.

18. СНиП 2.02.01–83^*. Ос­но­ва­ния зда­ний и со­ору­же­ний / Мин­ст­рой Рос­сии. – М.: ГП ЦПП, 1995. – 49 с.

19. СНиП 2.02.03–85. Свай­ные фун­да­мен­ты. – М.: ЦИТП Гос­строя СССР, 1986. – 48 с.

20. СНиП II-25–80. Де­ре­вян­ные кон­ст­рук­ции. – М.: Строй­из­дат, 1982. –
30 с.

21. СНиП II-23–81^*. Сталь­ные кон­ст­рук­ции. – М.: ЦИТП Гос­строя СССР, 1990. – 96 с.

22. Вла­ди­мир­ский С.Р. Ва­ри­ант­ное про­ек­ти­ро­ва­ние ме­тал­ли­че­ско­го мос­та: Учеб­ное по­со­бие / СПбГА­СУ. – СПб.: Изд-во ДНК, 2005. – 76 c.

23. Бу­дин А.Я. Тон­кие под­пор­ные стен­ки. – М.: Тpанспоpт, 1974. – 192 с.

24. Бо­гда­нов Г.И., Вла­ди­мир­ский С.Р., Козь­мин Ю.Г., Кон­д­ра­тов В.В. Про­ек­ти­ро­ва­ние мос­тов и труб. Ме­тал­ли­че­ские мос­ты: Учеб­ник; Под ред. Ю.Г. Козь­ми­на. – М.: Мар­шрут, 2005.

ПРИЛОЖЕНИЯ

При­ло­же­ние 1

Зна­че­ние плот­но­стей раз­лич­ных ма­те­риа­лов

На­име­но­ва­ние ма­те­риа­ла	Плот­ность, кг/м3
Сталь	7850
Чу­гун	7200
Сви­нец	11400
Алю­ми­ний и его спла­вы	2700
Бе­тон виб­ри­ро­ван­ный на гра­вии или щеб­не из при­род­но­го кам­ня	2350
Же­ле­зо­бе­тон (в за­ви­си­мо­сти от ко­эф­фи­ци­ен­та ар­ми­ро­ва­ния m, при­бли­жен­но 2500 кг/м3)
Клад­ка из те­са­ных или гру­бо око­ло­тых кам­ней: – гра­ни­та – пес­ча­ни­ка – из­вест­ня­ка	2700 2400 2000
Клад­ка бу­то­вая и бу­то­бе­тон­ная: – на из­вест­ко­вом кам­не – на пес­ча­ни­ках и квар­ци­тах – на гра­ни­те и ба­заль­те	2000 2200 2400
Клад­ка кир­пич­ная	1800
Мас­ти­ка ас­фаль­то­вая	1600
Ас­фаль­то­бе­тон: – пес­ча­ный – сред­не­зер­ни­стый	2000 2300
Бал­ласт ще­бе­ноч­ный	1700
Со­сна, ель, кедр: про­пи­тан­ные                         не­про­пи­тан­ные	700 600
Дуб и ли­ст­вен­ни­ца: про­пи­тан­ные                             не­про­пи­тан­ные	900 800
Шла­ко­бе­тон	1800
Ке­рам­зи­то­бе­тон	1600
Шлак	600–800
Ва­та ми­не­раль­ная	100–150
Пли­ты ми­не­ра­ло­ват­ные	100–200
Фа­не­ра клее­ная	600
Пли­ты дре­вес­но­во­лок­ни­стые и дре­вес­но­ст­ру­жеч­ные	1000
Опил­ки	250
Пе­но­пласт	80–150
Ру­бе­ро­ид, пер­га­мин, толь	600
Снег	100–300
Лед	900

 

При­ло­же­ние 2

Нор­ма­тив­ные зна­че­ния ха­рак­те­ри­стик грун­тов

А. Пес­ча­ных грун­тов

Ви­ды	Ха­рак­те­рис-	Зна­че­ния ха­рак­те­ри­стик при ко­эф­фи­ци­ен­те по­рис­то­сти
пес­ков	ти­ки грун­тов	0,45	0,55	0,65	0,75
Гра­ве­ли­стые и круп­ные	g С j	20,5 2,0 43	19,5 1,0 40	19,0 – 38	– – –
Сред­ней круп­но­сти	g С j	20,5 3,0 40	19,5 2,0 38	19,0 1,0 35	– – –
Мел­кие	g С j	19,5 6,0 38	19,5 4,0 36	19,0 2,0 32	19,0 – 28
Пы­ле­ва­тые	g С j	19,5 8,0 36	19,5 6,0 34	19,0 4,0 30	19,0 2,0 26

При­ме­ча­ния:

1. Еди­ни­цы из­ме­ре­ния (в обе­их таб­ли­цах):

удель­ный вес g – кН/м³;

сце­п­ле­ние С – Н/м²;

угол внут­рен­не­го тре­ния j – град.

2. Для на­сып­но­го грун­та j при­ни­ма­ет­ся на 5° ни­же, а g – на 10% мень­ше.

Б. Гли­ни­стых грун­тов

На­име­но­ва- ние грун­тов	Ха­рак­те­рис-ти­ки грун­тов	Зна­че­ния ха­рак­те­ри­стик при ко­эф­фи­ци­ен­те по­рис­то­сти
и кон­сис- тен­ция		0,45	0,55	0,65	0,75	0,85	0,95	1,05
Су­пе­си 0 £ IL £ 0,25	g С j	21,0 21,0 30	20,0 17,0 29	19,5 15,0 27	– 13,0 –	– – –	– – –	– – –
Су­пе­си 0,25 £ IL £ 0,75	g С j	21,0 19,0 28	20,0 15,0 26	19,5 13,0 24	19,0 11,0 21	– 9,0 –	– – –	– – –
Суг­лин­ки 0 £ IL £ 0,25	g С j	21,0 47,0 26	20,0 37,0 25	19,5 31,0 24	19,0 25,0 23	18,5 22,0 22	18,0 19,0 20	17,5 15,0 20
Суг­лин­ки 0,25 £ IL £ 0,50	g С j	21,0 39,0 24	20,0 34,0 23	19,5 28,0 22	19,0 23,0 21	18,5 18,0 19	18,0 15,0 17	– – –
Суг­лин­ки 0,50 £ IL £ 0,75	g С j	– – –	– – –	19,5 25,0 19	19,0 20,0 18	18,5 16,0 16	18,0 14,0 14	17,5 12,0 12
Гли­ны 0 £ IL £ 0,25	g С j	– – –	20,0 81,0 21	19,5 68,0 20	19,0 54,0 19	18,5 47,0 18	18,0 41,0 16	17,5 36,0 14
Гли­ны 0,25 £ IL £ 0,50	g С j	– – –	– – –	19,5 57,0 18	19,0 50,0 17	18,5 43,0 16	18,0 37,0 14	17,5 32,0 11
Гли­ны 0,50 £ IL £ 0,75	g С j	– – –	– – –	19,5 45,0 15	19,0 41,0 14	18,5 36,0 12	18,0 33,0 10	17,5 29,0 7

 

При­ло­же­ние 3

Ко­эф­фи­ци­ен­ты тре­ния раз­лич­ных ма­те­риа­лов

Таб­ли­ца П.3.1

Зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­тов тре­ния сколь­же­ния ма­те­риа­лов

Па­ра тру­щих­ся тел	Ко­эф­фи­ци­ен­ты тре­ния сколь­же­ния (при тро­га­нии с мес­та), по­верх­но­сти:
	су­хие	смо­чен­ные во­дой	сма­зан­ные
Сталь по ста­ли (без об­ра­бот­ки)	0,20	0,45	0,15
Де­ре­во по де­ре­ву: – при па­рал­лель­ных во­лок­нах – при вза­им­но пер­пен­ди­ку­ляр­ных во­лок­нах – тор­цом	0,60 0,55 0,45	0,70 0,71 –	0,15 0,20 –
Де­ре­во по ста­ли	0,50	0,65	0,20
«» по льду	0,04	–	–
«» по грун­ту	0,50–0,60	0,10–0,25	–
«» по бе­то­ну	0,40	–	–
Бе­тон по гли­не	0,25	0,10	–
«» суг­лин­кам и су­пе­сям	0,30	0,25	–
«» пес­ку	0,40	0,25	–
«» гра­вию и галь­ке	0,50	–	–
«» ска­ле	0,60	–	–
«» бе­то­ну	0,60	–	–
Сталь по льду	0,02	–	–
«» по ас­фаль­ту	0,35	0,40	–
«» по бе­то­ну	0,35–0,45	–	0,20–0,25
По­ли­мер­ные про­клад­ки по ста­ли	см. табл. П.3.2

Таб­ли­ца П.3.2

Зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­тов тре­ния по­ли­ме­ров по ста­ли

Ма­те­ри­ал тру­щей­ся па­ры	Дав­ле­ние,	Ко­эф­фи­ци­ент тре­ния при тем­пе­ра­ту­ре
	МПа (кгс/см2)	От­ри­ца­тель­ной	По­ло­жи­тель­ной
По­ли­ро­ван­ный лист + фто­ро­пласт	<10 (100) >10 (100)	0,12 0,09	0,07 0,06
По­ли­ро­ван­ный лист + нафт­лен	<10 (100) >10 (100)	0,12 0,10	0,07 0,06
По­ли­ро­ван­ный лист + ме­тал­ло­фто­ро­пласт	<10 (100) >10 (100)	0,12 0,12	0,08 0,08
По­ли­ро­ван­ный лист + по­ли­эти­лен ВП	<10 (100) >10 (100)	0,18 0,12	0,10 0,06

 При­ме­ча­ния:

1. В табл. П.3.2 ука­за­ны зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­та тре­ния при тро­га­нии с мес­та. При сколь­же­нии зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­та тре­ния по­ни­жа­ют­ся в сред­нем на 20%.
2. При за­ме­не по­ли­ро­ван­но­го лис­та лис­том, по­кра­шен­ным эма­лью, зна­че­ния ко­эф­фи­ци­ен­та тре­ния уве­ли­чи­ва­ют­ся на 10%.

 

 

При­ло­же­ние 4

Схе­ма рай­они­ро­ва­ния тер­ри­то­рии Рос­сии по вет­ро­вой на­груз­ке

 

При­ло­же­ние 5

Дан­ные для рас­че­та де­ре­вян­ных кон­ст­рук­ций

Таб­ли­ца П.5.1

Рас­чет­ные со­про­тив­ле­ния дре­ве­си­ны со­сны

На­пря­жен­ное со­стоя­ние и ха­рак­те­ри­сти­ка	Обоз­на-	Рас­чет­ные со­про­тив­ле­ния, Мпа, для сор­тов дре­ве­си­ны
эле­мен­тов	че­ния	1	2	3
Из­гиб, сжа­тие и смя­тие вдоль во­ло­кон: а) эле­мен­ты пря­мо­уголь­но­го се­че­ния б) эле­мен­ты из круг­лых ле­со­ма­те­риа­лов без вре­зок в рас­чет­ном се­че­нии	Rdb, Rdc, Rdq	15 –	14 16	10 10
Рас­тя­же­ние вдоль во­ло­кон	Rdt	10	7	–
Сжа­тие и смя­тие по всей пло­ща­ди по­пе­рек во­ло­кон	Rd с90, Rdq90	1,8	1,8	1,8
Смя­тие по­пе­рек во­ло­кон ме­ст­ное: а) в опор­ных час­тях кон­ст­рук­ций, ло­бо­вых вруб­ках и уз­ло­вых при­мы­ка­ни­ях эле­мен­тов б) под шай­ба­ми при уг­лах смя­тия от 90° до 60°	Rdq90	3   4	3   4	3   4
Ска­лы­ва­ние вдоль во­ло­кон: а) при из­ги­бе не­клее­ных эле­мен­тов б) в ло­бо­вых вруб­ках для мак­си­маль­но­го на­пря­же­ния	Rdab	1,8 2,4	1,6 2,1	1,6 2,1
Ска­лы­ва­ние по­пе­рек во­ло­кон (в со­еди­не­ни­ях не­клее­ных эле­мен­тов)	Rdqab	1,0	0,8	0,6

При­ме­ча­ние. Мо­ду­ли уп­ру­го­сти дре­ве­си­ны при сжа­тии, рас­тя­же­нии вдоль во­ло­кон и при из­ги­бе при­ни­ма­ют­ся в сред­нем 8340 МПа (85000 кгс/см²), при сжа­тии по­пе­рек во­ло­кон – 392 МПа (4000 кгс/см²).

 

Таб­ли­ца П.5.2

Ко­эф­фи­ци­ен­ты ус­ло­вий ра­бо­ты де­ре­вян­ных кон­ст­рук­ций

Вид кон­ст­рук­ции, ха­рак­тер воз­дей­ст­вия, ус­ло­вия экс­плуа­та­ции	Ко­эф­фи­ци­ент m
РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ДРЕВЕСИНЫ
Кон­ст­рук­ции, рас­по­ло­жен­ные под во­дой	0,9
Эле­мен­ты опа­луб­ки, те­п­ля­ков, под­вер­гаю­щие­ся воз­дей­ст­вию па­ра	0,8
Эле­мен­ты за­клад­но­го кре­п­ле­ния кот­ло­ва­нов	1,1
Эле­мен­ты опа­луб­ки мо­но­лит­ных кон­ст­рук­ций	1,5
Эле­мен­ты про­го­нов, па­ке­тов, тро­туа­ров в под­кра­но­вых эс­та­ка­дах и ра­бо­чих мос­ти­ках при воз­дей­ст­вии вре­мен­ной вер­ти­каль­ной на­груз­ки	1,1
Со­пря­же­ние на­са­док со свая­ми и стой­ка­ми (смя­тие)	1,2
РАСЧЕТНАЯ НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ
Все ви­ды на­ге­лей при лю­бых на­груз­ках	1,25
На­ге­ли в со­еди­не­ни­ях, под­вер­гаю­щих­ся дли­тель­но­му ув­лаж­не­нию, в том чис­ле про­па­ри­ва­нию	0,85
Гвоз­де­вые со­еди­не­ния, ра­бо­таю­щие на бо­ко­вое дав­ле­ние бе­тон­ной сме­си	1,75

При­ме­ча­ние. В слу­ча­ях, не ого­во­рен­ных в таб­ли­це, m = 1.

 

При­ло­же­ние 6

Дан­ные для рас­че­та ме­тал­ли­че­ских кон­ст­рук­ций

Ос­нов­ные фи­зи­че­ские ха­рак­те­ри­сти­ки ста­ли:

плот­ность с, кг/м³ – 7850;

мо­дуль уп­ру­го­сти Е, МПа (кгс/см²) – 2,06•10⁵ (2,1•10⁶);

мо­дуль сдви­га G, МПа (кгс/см²) – 0,78•10⁵ (0,81•10⁶);

ко­эф­фи­ци­ент по­пе­реч­ной де­фор­ма­ции (Пу­ас­со­на) н – 0,3;

ко­эф­фи­ци­ент ли­ней­но­го рас­ши­ре­ния a, °С^–1 – 1,2•10^–5.

Таб­ли­ца П.6.1

Рас­чет­ные со­про­тив­ле­ния ста­лей

На­пря­жен­ное со­стоя­ние и ха­рак­те­ри­сти­ка	Обоз­на-че­ние	Рас­чет­ное со­про­тив­ле­ние по пре­де­лу те­ку­че­сти, МПа (кгс/см2) ста­ли мар­ки
		ВСт3	09Г2С	15ХСНД	10ХСНД
Рас­тя­же­ние, сжа­тие, из­гиб	Ry	230 (2350)	300 (3050)	330 (3350)	355 (3600)
Сдвиг	Rs	133 (1360)	174 (1780)	191 (1940)	206 (2090)

 

Таб­ли­ца П.6.2

Ко­эф­фи­ци­ен­ты ус­ло­вий ра­бо­ты эле­мен­тов сталь­ных кон­ст­рук­ций

Вид кон­ст­рук­ции, ха­рак­тер воз­дей­ст­вия, ус­ло­вия экс­плуа­та­ции	Ко­эф­фи­ци­ент m
ЭЛЕМЕНТЫ НЕСУЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
Сплош­но­стен­ча­тые бал­ки (кро­ме рас­че­тов на об­щую ус­той­чи­вость) и сжа­тые эле­мен­ты ре­шет­ча­тых ферм	0,9
Сплош­но­стен­ча­тые бал­ки при рас­че­те на об­щую ус­той­чи­вость	0,95
За­тяж­ки, тя­ги, от­тяж­ки, под­вес­ки (кро­ме кре­п­ле­ний кот­ло­ва­нов), вы­пол­нен­ные из про­кат­ной ста­ли	0,9
Эле­мен­ты стерж­не­вых кон­ст­рук­ций: сжа­тые (за ис­клю­че­ни­ем труб­ча­тых се­че­ний) при рас­че­тах на ус­той­чи­вость рас­тя­ну­тые в свар­ных кон­ст­рук­ци­ях	0,9   0,95
СОЕДИНЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ НА БОЛТАХ
Мно­го­бол­то­вые со­еди­не­ния в рас­че­тах на срез и смя­тие при бол­тах: по­вы­шен­ной точ­но­сти гру­бой и нор­маль­ной точ­но­сти	1,0 0,9
Бол­то­вые со­еди­не­ния эле­мен­тов из ста­ли с пре­де­лом те­ку­че­сти до 380 МПа в рас­че­те на смя­тие при рас­стоя­ни­ях: а = 1,5 d – вдоль уси­лия от края эле­мен­та до цен­тра бли­жай­ше­го от­вер­стия; b = 2 d – ме­ж­ду цен­тра­ми от­вер­стий (d – диа­метр от­вер­стия для бол­та)	0,85

При­ме­ча­ния: 1. Ко­эф­фи­ци­ен­ты ус­ло­вий ра­бо­ты m для не­су­щих кон­ст­рук­ций од­но­вре­мен­но учи­ты­вать не сле­ду­ет, а для бол­то­вых со­еди­не­ний – сле­ду­ет.

2. При зна­че­ни­ях рас­стоя­ний a и b, про­ме­жу­точ­ных ме­ж­ду ука­зан­ны­ми в табл. зна­че­ния­ми, ко­эф­фи­ци­ент m сле­ду­ет оп­ре­де­лять ли­ней­ной ин­тер­по­ля­ци­ей.

3. В слу­ча­ях, не ого­во­рен­ных в таб­ли­це, m = 1.

 

Дан­ные для рас­че­та ин­вен­тар­ных ме­тал­ли­че­ских кон­ст­рук­ций (МИК-С, МИК-П, шпунт, пон­то­ны) при­ве­де­ны в час­ти 1 учеб­но­го по­со­бия [4].

Ха­рак­те­ри­сти­ки сталь­ных про­кат­ных про­фи­лей (дву­тавр, тавр, швел­лер, уго­лок), ис­поль­зуе­мых в не­ин­вен­тар­ных кон­ст­рук­ци­ях, сле­ду­ет брать из со­от­вет­ст­вую­щих сор­та­мен­тов. В табл. П.6.3 при­ве­де­ны дан­ные по наи­бо­лее ре­ко­мен­дуе­мым дву­тав­рам с па­рал­лель­ны­ми гра­ня­ми по­лок ти­па Б и Ш из ГОСТ 26020-83, а в табл. П.6.4 – по труб­ча­тым се­че­ни­ям.

Таб­ли­ца П.6.3

Со­кра­щен­ный сор­та­мент и гео­мет­ри­че­ские ха­рак­те­ри­сти­ки
дву­тав­ро­вых ба­лок с па­рал­лель­ны­ми гра­ня­ми по­лок

Но­мер	Мас­са	Пло­щадь	Раз­ме­ры, мм				Гео­мет­ри­че­ские ха­рак­те­ри­сти­ки се­че­ния
про-фи­ля	1 м дли­ны кг	по­пе­реч-но­го се­че­ния А, см2	Вы­со­та бал­ки H	Ши­ри­на поя­са B	Тол-щи­на стен­ки t	Тол-щи­на поя­са s	Ix, см4	Wx, см3	rx, см
Нор­маль­ные дву­тав­ры
30Б1 30Б2 40Б1 40Б2 50Б1 50Б2 55Б1 55Б2 60Б1 60Б2 70Б1 70Б2 80Б1 80Б2 90Б1 90Б2 100Б1 100Б2 100Б3 100Б4	32,6 35,2 47,2 52,6 72,1 79,0 86,3 94,4 103 114 127 140 155 173 193 209 227 252 281 312	41,5 44,9 60,1 67,0 91,8 101,0 110,0 120,0 131,0 145,0 162,0 178,0 197,0 220,0 245,0 266,0 289,0 321,0 358,0 397,0	297,5 300 395,8 400 498,6 500 545,2 550 594,2 600 693,6 700 791,6 800 893,2 900 990 1000 1008 1014	140,0 140,0 165,0 165,0 200,0 200,0 215,0 215,0 230,0 230,0 260,0 260,0 270,0 270,0 310,0 310,0 320,0 320,0 321,0 323,1	5,8 5,8 6,8 6,8 8,4 8,4 9,2 9,2 10,0 10,0 11,5 11,5 13,0 13,0 14,3 14,3 15,5 15,5 16,6 18,6	8,5 9,7 9,8 11,9 12,2 14,4 13,7 16,1 15,4 18,3 15,5 18,7 17,2 21,4 18,6 22,0 21,0 26,0 30,0 33,0	6320 7070 15810 18560 37670 43120 54480 62220 77430 89320 125800 146000 194370 230280 309020 351380 442460 521660 595560 662170	424 471 799 928 1520 1720 2000 2260 2610 2980 3630 4170 4910 5760 6920 7810 8940 10430 11820 13060	12,3 12,5 16,2 16,6 20,3 20,7 22,3 22,7 24,3 24,8 27,9 28,6 31,4 32,4 35,5 36,3 39,1 40,3 40,8 40,8
Ши­ро­ко­по­лоч­ные дву­тав­ры
50Ш1 50Ш2 50Ш3 50Ш4 60Ш1 60Ш2 60Ш3 60Ш4 70Ш1 70Ш2 70Ш3 70Ш4 70Ш5	112 125 140 155 140 153 169 190 167 185 204 225 246	143 160 173 198 179 195 216 242 213 236 260 287 313	484,2 489,8 489,8 496,2 579,4 584,6 588,4 588,4 683,0 689,4 694,0 699,0 704,0	300,0 300,0 303,8 303,8 320,0 320,0 321,4 325,9 320,0 320,3 321,7 323,2 324,7	10,4 10,4 14,2 14,2 11,6 11,6 13,0 17,5 12,8 13,1 14,5 16,0 17,5	15,0 17,8 17,8 21,0 17,0 19,6 21,5 21,5 19,2 22,4 24,7 27,2 29,7	60510 70470 74190 86010 106520 120610 133440 141080 171660 196590 218110 241890 266130	2500 2880 3030 3470 3680 4130 4540 4800 5030 5700 6290 6920 7560	20,6 21,0 20,4 20,8 24,4 24,8 24,9 24,1 28,4 28,9 29,0 29,0 29,1

Таб­ли­ца П.6.4

Со­кра­щен­ный сор­та­мент и гео­мет­ри­че­ские ха­рак­те­ри­сти­ки
сталь­ных элек­тро­свар­ных труб

Раз­ме­ры, мм		Вес	Пло­щадь	Ра­ди­ус
Диа­метр на­руж­ный Dн	Тол­щи­на стен­ки s	1 пог. м, кг	се­че­ния А, см2	инер­ции, i, см
530	6	77,53	98,8	18,5
	7	90,28	115	18,5
	8	103,98	132	18,5
630	7	107,54	137	22,0
	8	122,71	156	22,0
	9	137,81	175	22,0
720	7	123,1	157	25,2
	8	140,5	179	25,1
	9	157,8	201	25,1
820	7	140,3	179	25,2
	8	160,2	204	25,1
	10	199,8	254	25,1
1020	8	199,7	254	35,8
	10	249,1	317	35,7
	12	298,3	380	35,7
1220	9	268,8	342	42,9
	10	298,4	380	42,8
	12	357,5	455	42,7
1420	10	347,7	443	49,9
	12	416,7	531	49,8
	14	485,4	618	49,8

 

При­ло­же­ние 7

Ме­тал­ли­че­ские шпун­то­вые сваи

Таб­ли­ца П.7.1

Ха­рак­те­ри­сти­ки прокатных шпунтовых свай

 

 

Таб­ли­ца П.7.2

---

Дата добавления: 2019-09-13; просмотров: 2591; Мы поможем в написании вашей работы!

Поделиться с друзьями:

---

---

Мы поможем в написании ваших работ!