---

I = 39600 см4/м - момент инерции 1 пог. м стенки из шпунта типа «Ларсен IV»;

b +  = 100 см - при расчете на 1 пог. м стенки;

l = 905 см - расстояние между опорами (пролет) лицевой панели в вертикальном направлении;

Ry = 2500/1,05 = 2380 кгс/см2 - в соответствии с указаниями табл. 1 СНиП II-23-81 для стали марки ВСт3пс по ГОСТ 380-71*, при толщине проката до 20 мм;

W = 1,15 · 1,0 · 1,25 · 0,95 · 0,85 · 0,75 · 5295000/2380 = 1950 см3.

(Измененная редакция).

Для шпунта типа «Ларсен IV» W = 2200 см3/м.

Условие удовлетворяется.

Анкерные тяги.

Горизонтальная составляющая усилия в анкерной тяге

где ma = 1,5 - коэффициент для плит без предварительного натяжения анкерных тяг;

Ra = 36,73 тс/м - анкерное усилие, равное опорной реакции при расчете стенки от давления грунта, эксплуатационных и швартовной нагрузок;

la = 1,68 м - шаг анкерных тяг;

Диаметр анкерной тяги

где kн = 1,15; nc = l,0; n = 1,25; mд = 0,95 - коэффициенты, те же, что для шпунта;

с = 0,9 - коэффициент условий paботы для тяг по табл. 6 СНиП II-23-81;

 = 0 - угол наклона анкерной тяги к горизонту;

Ry = 2300/1,05 = 2190 кгс/см2 - для стали марки ВСт3пс по ГОСТ 380-71* при толщине проката 40 - 100 мм;

Принимаем dа = 90 мм.

Распределительный пояс.

Балки распределительного пояса устанавливаются непрерывными в пределах секции. Они собираются из швеллеров, сваренных равнопрочными швами. Балки рассчитываются по схеме многопролетных с нагрузкой и виде сосредоточенной силы в пролете.

Изгибающий момент на опоре

Необходимый момент сопротивления из условия прочности

где kн, nc, n, mд - см. расчет лицевой панели из шпунта;

Ry = 2500/1,05 = 2380 кгс/см2 - для стали марки ВСт3пс6 по ГОСТ 380-71* при толщине проката до 20 мм.

Принимаем 2 швеллера № 27 с моментом сопротивления

W = 2 · 308 = 616 см3.

Болты крепления распределительного пояса.

Болты рассчитываются на растяжение.

Растягивающее усилие в болте по принятой схеме крепления

Диаметр болта по внутреннему диаметру резьбы из условия прочности

Здесь Ry = 2300/l,05 = 21,90 кгс/см2 - для стали марки Ст3сп5 по ГОСТ 380-71* при толщине проката 40 - 100 мм.

Принимаем болт М64 в соответствии с размерами по ГОСТ 10602-72 с внутренним диаметром резьбы 59,67 мм.

Фундаментная плита.

Производим расчет прочности (первое предельное состояние) по изгибающему моменту из условия

где

kн = 1,15; nc = 1,0; п = 1,25 - коэффициенты для III класса капитальности сооружения и основного сочетания нагрузок;

mд = 1,0 - по табл. 15 (5) настоящего Руководства для арматуры класса A-III и при количестве стержней в сечении более 10;

mб3 = 1,0 - для толщины плиты менее 60 см;

ma2 = 1,5 - при количестве стержней в сечении более 10;

Ra = 3750 кгс/см2 - для арматуры класса A-III;

Rnp = 135 кгс/см2 - для бетона марки М300;

b = 100 см - расчет на 1 пог. м сечения;

h0 = h - а = 45 - 5 = 40 см.

Производим расчет в направлении, перпендикулярном линии кордона, на изгибающий момент М = 3066700 кгс·см/м (см. статический расчет фундаментной плиты):

Принимаем для верхней и нижней арматуры по Fa = 6  25 = 29,45 см2.

Аналогично рассчитываем арматуру вдоль линии кордона на М = 860344 кгс·см, определенный в статическом расчете фундаментной плиты.

Производим расчет по раскрытию трещин (второе предельное состояние). Ширину раскрытия трещин определяем в соответствии с указаниями главы СНиП II-56-77 по формуле

где k = 1 - для изгибаемых элементов;

Сд = 1,3 - для постоянных и временных длительных нагрузок;

= l - для арматуры периодического профиля;

нач = 200 - для конструкции, находящейся в воде;

Ea = 2000000 кгс/см2 - для арматуры класса А-III;

для железобетонной конструкции без предварительного напряжения, находящейся постоянно в подземной зоне морской воды.

РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ И ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ ПАНЕЛИ АНКЕРНОЙ ПЛИТЫ, РАСПОЛОЖЕННОЙ ПРОТИВ ТУМБОВОГО МАССИВА

Расчет прочности (первое предельное состояние) производится по изгибающему моменту Мк = 2,07 тс·м/м (см. статический расчет плиты),

Принимаем Fa = 5 Æ 12 = 5,65 см2.

Производим расчет прочности наклонного сечения на действие поперечной силы Q = 8,12 тс/м (см. статический расчет плиты).

Размеры сечения достаточны при выполнении условия

11672,50 < 50625 кгс - условие выполнено.

Расчет поперечной арматуры не производится при условии

где

k = 0,5 + 2 = 0,5 + 2 · 0,1 = 0,7;

Rp = 10 кгс/см2 - для бетона марки М300;

11672,5 < 7770 кгс - условие не соблюдено.

Расчет поперечной арматуры производится из условия

где k2 = 2 - для тяжелого бетона;

Ra.x = 2900 кгс/см2 - для арматуры класса A-III;

Принимаем u = 25 см.

Fx = 0,57 см3.

Принимаем Fх = 3 Æ 6 = 0,85 см2.

Проверяем условие

113,4 > 500 кгс/см - условие не выполнено.

Количество поперечной арматуры определяем по формуле

Окончательно принимаем Fх = 3  8 = 1,51 см2.

Длина проекции наклонного сечения, в пределах которого устанавливается определенная арматура Fx с шагом 25 см,

Расчет по раскрытию трещин (второе предельное состояние) производится по формуле

где k = 1 - для изгибаемого элемента;

Сд = 1,3 - при учете постоянных и временных длительных нагрузок;

= l - для арматуры периодического профиля;

нач = 0 - конструкция расположена над водой;

Ea = 2000000 кгс/см2 - для арматуры класса А-III;

d = 12 мм;

 - для конструкции, находящейся в грунте при длительном действии нагрузки и сооружений III класса капитальности.

Расчет пролетного сечения анкерной плиты производится аналогично на усилия Мпр = 1,6 тс·м/м и Q = 0.

РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ И ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ РЕБРА AHКЕРНОЙ ПЛИТЫ, РАСПОЛОЖЕННОЙ ПРОТИВ ТУМБОВОГО МАССИВА

Производим расчет прочности (первое предельное состояние) нормального сечения по изгибающему моменту Мр = 19,28 тс·м из условия (рис. 14):

где

b = 40 см; bp = 40 - 14 = 26 см - сечение, ослабленное трубой для пропуска анкерной тяги;

h = 60 см; h0 = h - a = 60 - 5 = 55 см; а = 5 см;

тa = 1,1 - при количестве стержней в сечении менее 10;

mб = l,0 - при толщине элемента менее 60 см;

mд = 0,95 - для изгибаемого элемента, арматуры класса A-III при количестве стержней в сечении менее 10;

Ra = Ra.c = 3750 кгс/см2 - для арматуры класса A-III;

 - принимаем равным 0,2Fa;

Принимаем: Fa =4  22 = 15,2 см2;

                      = 2 ?? 14 = 3,08 см2.

Производим расчет прочности наклонного сечения по поперечной силе Qp = 30,85 тс.

Размеры сечения достаточны при условии

44346,87 < 48262,5 кгс - условие выполнено.

При определении поперечной арматуры все коэффициенты и расчетные сопротивления остаются те же, что в расчете прочности панели анкерной плиты:

u £ 0,75 · 2 · 1 · 10 · 26 · 552/1,15 · 1,0 · 1,25 · 1,0 · 30850 = 26,6 см.

Рис. 14. Поперечное сечение ребра железобетонной анкерной плиты для расчета прочности.

Принимаем u = 20 см.

Принимаем Fx =2  12 = 2,26 см2.

Проверяем условие

360,5 > 130 кгс/см - условие выполнено,

следовательно, Fx = 2  12 = 2,26 см2.

Длина участка балки с наклонной трещиной

Производим расчет ширины раскрытия трещин (второе предельное состояние). Коэффициенты k, Сд,  те же, что в расчете раскрытия трещин панели анкерной плиты.

z = 55 - 0,5 · 12,2 = 48,9 см;

d = 22 мм.

По другим сечениям консоли ребра анкерной плиты статические расчеты и расчеты прочности и раскрытия трещин выполняются аналогично.

ПРИМЕР 4

РАСЧЕТ ПРИЧАЛЬНОГО СООРУЖЕНИЯ ТИПА «БОЛЬВЕРК» ПРИ ЛИЦЕВОЙ СТЕНКЕ ИЗ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО ШПУНТА С АНКЕРОВКОЙ ЗА ЖЕЛЕЗОБЕТОННУЮ АНКЕРНУЮ СТЕНКУ

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА

Расчетный уровень воды 0,00.

Уровень воды 50 %-ной обеспеченности + 0,4 м.

Отметка линии кордона причала + 2,80 м.

Отметка дна у причала - 15,0 м.

Нормативные эксплуатационные нагрузки:

равномерно распределенная в прикордонной зоне  тс/м2;

в переходной -  тс/м2;

в тыловой -  тс/м2.

Исходная (расчетная) высота волны обеспеченностью в системе р = 1 % при шторме 4 %-ной обеспеченности в режиме 1 раз в 25 лет - для сооружения высотой 2,8 + 15 = 17,8 м < 20 м, III класса капитальности h1% = l,6 м при средней длине волны 1% =  = 105 м. (Учитывается в расчете с учетом половины ординаты интенсивности давления за счет демпфирующего влияния сооружения, скорости колебания уровня за стенкой).

Скорость ветра обеспеченностью 2 % за навигационный период в направлении с берега в акваторию перпендикулярно линии кордона Wx = 36 м/с.

Расчетные показатели сопротивления сдвигу грунтов засыпки и основания сооружения даны на рис. 1 (для расчета по первой и второй группам предельных состояний).

Материалы конструкций сооружения:

лицевая стенка из металлического шпунта японской поставки корытного профиля типа FSP VI-L;

анкерная тяга круглого сечения из углеродистой стали марки ВСт3пс2;

анкерная стенка из железобетонного призматического шпунта, марка бетона 300, с армированием сталью класса A-III.

(Измененная редакция).

РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ И ПРОЧНОСТИ (РАСЧЕТ ПО ПЕРВОЙ ГРУППЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ, ПО ПОТЕРЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ИЛИ НЕПРИГОДНОСТИ К ЭКСПЛУАТАЦИИ)

Расчет лицевой стенки графоаналитическим методом выполнен на рис. 1 - 3.

Отметка крепления анкера (+ 1,0 м) принята на 0,6 м выше строительного уровня 50 %-ной обеспеченности.

В соответствии с указаниями п. 20.17 (16.17) настоящего Руководства при наличии у стенки волны высотой более 1 м [см также п. 13.27 (8.18)] расчет при основном сочетании нагрузок выполняется в два этапа на давление грунта с учетом временных нагрузок и с дополнительной нагрузкой от волнового воздействия.

Ординаты эпюры активного давления (см. суммарную эпюру давления на рис. 1) определяем по формуле

где а и ??ас определены по табл. 18 настоящего Руководства для соответствующих углов I и ?? = 0,5I:

Ординаты эпюры пассивного давления (см. суммарную эпюру давления на рис. 1) определяем по формуле

где p и pс определены по табл. 18 настоящего Руководства для соответствующих углов I и  = I:

Ординаты эпюры волнового давления определяем по СНиП II 57-75 и Руководству . Глубина подошвы волны при подходе к стенке

где h1% = l,6 м,  = 105 м, H = 15 м;

cos t = - 1 - при подходе к стенке подошвы волны;

Значения волнового давления на глубине (табл. 1 СНиП II 57-75):

0 =  0                               p = 0;

n = Ñ - 1,49 м                  p = -  hn = - 1,0 · 1,49 = - 1,49 тс/м2;

0,5H =  - 7,5 м                p = - k8  h = - 0,75 · 1,0 · 1,6 = - 1,20 тс/м2;

H =  - 15,0 м                   p = - k9  h = - 0,67 · 1,0 · 1,6 = - 1,07 тс/м2,

где значения коэффициентов k8 и k9 приняты по графикам (рис. 5 СНиП II 57-75) в зависимости от отношений  и

Ординаты эпюры волнового давления для сооружений типа «больверк» в соответствии с указаниями п. 13.27 (8.18) настоящего Руководства принимаются уменьшенными в 2 раза (см эпюру волнового давления на рис. 2)

0 =  0                               p = 0;

Ñ - 1,49 м                          p = - 0,75 тс/м2;

Ñ - 7,5 м                            p = - 0,60 тс/м2;

Ñ - 15,0 м                          p = - 0,54 тс/м2.

В результате статического расчета лицевой стенки на 1-м этапе при погружении до  - 22,7 м получены усилия Мmax = 147,5 тс·м/м и Rа = 29,0 тс/м.

В соответствии с табл. 1 СНиП II 23-81 Ry = Rуп/??т (Rуп - предел текучести стали). Шпунт FSP VI-L японской поставки.

W = 3820 см3 - для 1 пог. м. Шпунт из стали марки SY-40, Rуп = 4000 кгс/cм2 = 40 кгс/мм2.

В соответствии с табл. 2 СНиП II-23-81 для стали с пределом текучести свыше 39 кгс/мм2 ??т = 1,1.

Расчетное сопротивление Rу = 4000/1,1 = 3630 кгс/см2.

Условие прочности на действие изгибающего момента

где M = mc Mmax = 0,65 · 147,5 = 95,88 тс·м/м;

mc = 0,65 - по табл. 23 (9) настоящего Руководства для гибкой стенки и засыпки с I > 35°;

с = 1 - коэффициент условий работы;

kн = 1,15; nc = 1,0; n = 1,25; mд = 0,95 - в соответствии с указаниями п. 13.16 (8.8) и табл. 13 (3) настоящего Руководства для сооружения III класса капитальности и основного сочетания нагрузок.

1,15 · 1,0 · 1,25 · 0,95 · 9588000/3820 < 363 · 0,1;

3428 < 3630 кгс/см2 - условие выполнено.

На 2-м этапе расчета с учетом волновых воздействий при погружении шпунта до отметки - 22,7 м получены усилия Мmax = 178,75 тс·м/м и Ra = 35 тс/м.

По п. 20.17 (16.17) настоящего Руководства

Условие прочности

1,15 · 1,0 · 1,25 · 0,95 · 10806000/3820 < 3630 · 1

3863,0 < 3630 кгс/см2 - условие не выполнено.

Увеличиваем погружение шпунта до Ñ - 22,9 м. Усилия Мmax = 170,0 тс·м/м и Ra = 34 тс/м.

M = 0,85 [170,0 - 147,5 (1 - 0,65)] = 100,62 тс·м.

1,15 · 1,0 · 1,25 · 0,95 · 10062000/3820 < 3630 · 1;

3597,10 < 3630 кгс/см2 - условие выполнено.

Расчет на особое сочетание нагрузок с учетом сейсмических воздействий выполняется с дополнительными требованиями разд. 5 главы СНиП II 7-81 (см. рис. 3).

Давление группа на стенки определяется по методу Кулона с введением в формулы угла  отклонения от вертикали равнодействующей сейсмической силы и веса объема грунта.

Рис. 1. Графоаналитический расчет лицевой стенки больверка на основное сочетание нагрузок:

а - расчетная схема сооружения; б - суммарная эпюра давления от грунта и временных нагрузок, в - расчетная схема нагрузок, г - веревочный многоугольник, д - силовой многоугольник

Рис. 2. Графоаналитический расчет лицевой стенки больверка на основное сочетание нагрузок с дополнительной нагрузкой от волнового воздействия:

а - основные отметки с расчетной схемы рис. 1; б - эпюра волнового давления, в - суммарная эпюра давления от грунта, временных (см. рис. 1) и волновой нагрузок; г - расчетная схема нагрузок; д - веревочный многоугольник; е - силовой многоугольник

(Измененная редакция).

Рис. 3. Графоаналитический расчет лицевой стенки больверка на особое сочетание нагрузок (с учетом сейсмических воздействий):

а - основные отметки с расчетной схемы рис. 1; б - сейсмическое давление воды; в - суммарная эпюра давления от грунта, временных нагрузок и сейсмического давления воды; г - расчетная схема нагрузок; д - веревочный многоугольник, е - силовой многоугольник.

Ординаты эпюры активного и пассивного давления при горизонтальном направлении сейсмического воздействия для вертикальной стенки и горизонтальной поверхности грунта определяются соответственно по формулам

 = arctg AK1 - для грунта естественной влажности;