---

 - для водонасыщенного грунта;

Для района сейсмичности 8 баллов А = 02; K1 = 0,25.

Определяем ординаты эпюры активного давления

от ?? + 2,8 м до  0,0

I = 36°;  = 0,5I = 18°;

 = arctg 0,2 · 0,25 = 2°52¢;

от ?? 0,0 м до  - 13,0 м:

I = 36°;  = 0,5I = 18°;

от ?? - 13,0 м до  - 17,9 м:

I = 18°;  = 0,5I = 9°; cI = 2 тс/м2;

от ?? - 17,9 м до  - 21,1 м:

I = 32°;  = 0,5??I = 16°;

ниже Ñ - 21,1 м:

I = 34°;  = 0,5I = 17°;  = 5°20;

Определяем ординаты эпюры пассивного давления

от ?? - 15,0 м до  - 17,9 м

I = 18°;  = 0,75I = 13°30; cI = 2 тс/м2;  = 5°27;

от ?? - 17,9 м до  - 21,1 м

I = 32°;  = 0,75??I = 24°;  = 5°20;

ниже Ñ - 21,1 м:

I = 34°;  = 0,75I = 25°30??;  = 5°20??;

Ординаты эпюры сейсмического давления воды определяются по формуле

где  = 1 - для отношения l/h > 3 (l - расстояние между сооружением и противоположным ему берегом);

в = 1 тс/м3 - объемный вес воды;

h = 15,0 м - глубина воды у сооружения;

D = R - по табл. 13 СНиП II-7-81 в зависимости от относительной глубины z/h. На глубине 0,l h = 0,l · 15 = 1,5 м; 0,2 h = 3,0 м и т.д.

p = 0,2 · 0,25 · 1 · 15R · 1 = 0,75R.

(Измененная редакция).

На глубине 1,5 м p = 0,75 · 0,33 = 0,17 тс/м2;

                     3,0 м p = 0,75 · 0,36 = 0,27 тс/м2;

                     4,5 м p = 0,75 · 0,47 = 0,35 тс/м2;

                     6,0 м p = 0,75 · 0,55 = 0,41 тс/м2;

                     7,5 м p = 0,75 · 0,61 = 0,46 тс/м2;

                     9,0 м p = 0,75 · 0,66 = 0,50 тс/м2;

                   10,5 м p = 0,75 · 0,70 = 0,53 тс/м2;

                   12,0 м p = 0,75 · 0,72 = 0,54 тс/м2;

                   13,5 м p = 0,75 · 0,74 = 0,56 тс/м2;

                   15,0 м p = 0,75 · 0,74 = 0,56 тс/м2.

Результаты статического расчета на особое сочетание нагрузок: Мmax = 210 тс·м/м, Ra = 40,5 тс/м при глубине погружения шпунта до  - 23,2 м.

Подставляем в условие прочности значения: kн = l,15; nс = 0,9; n = 1,25; mд = 0,95 · 0,85 = 0,8 [см. табл. 13 (3)].

M = mc Mmax = 0,65 · 210 = 136,5 тс·м/м.

1,15 · 0,9 · 1,25 · 0,80 · 13650000/3820 < 3630 кгс/см2;

3698,3 ?? 3630 кгс/см2 - условие выполнено.

(Измененная редакция).

Дополнительную глубину погружения шпунта на защемление определяем из расчета с учетом волновых воздействий по формуле (см. рис. 2)

Корректируем значение силы 17, величину которой определяем по эпюре давления (рис. 2, в) между отметками - 22,0 м и - 22,9 м. P17 = 47,92 тс. Снимаем значение  = 124,11 тс/м с силового многоугольника при значении силы P17 = 47,92 тс (рис. 2, е). Вертикальная нагрузка с береговой стороны на ?? - 22,9 м  = 4 + 1,8 · 2,8 + 1,1 · 17,9 + 1,15 · 5,0 = 34,48 тс/м2; то же со стороны моря:  = 1,1 · 2,9 + 1,15 · 5,0 = 8,94 тс/м2.

Тогда

Принимаем отметку погружения низа шпунта - 23,1 м.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДИАМЕТРА АНКЕРНЫХ ТЯГ

Шаг принят 2,0 м (шаг шпунтин - 0,5 м).

Тяги расположены горизонтально при креплении за анкерные стенки.

Производим расчет при основном сочетании нагрузок.

Рядовые тяги рассчитываются на усилие Ra = 29,0 тс/м:

где  = 0;

mд = 0,95 - по табл. 13 (3) настоящего Руководства;

Ry = Ryn/m - по СНиП II-23-81, Ry = 2300/1,05 = 2190 кгс/см2;

c = 0,9 - по табл. 6 СНиП II-23-81;

Rуп = ??т = 2300 кгс/см2 - по ГОСТ 380-71 для стали марки ВСт3сп при толщине проката 40 - 100 мм;

тяги тумбового массива рассчитываются на усилие Ra + Ешв, где

Швартовное усилие определяется по указаниям главы СНиП II-57-75 от расчетного судна водоизмещением D = 76 тыс. тс, наибольшей длиной Lн.б = 242 м, с боковой парусностью порожнем  = 5020 м2.

Поперечная составляющая нагрузки от действия ветра на судно

где Fx =  - Fэ = 5020 - 580 = 4440 м2;

Fэ = hк L = 2,4 · 242 = 580 м2;

hк = 2,8 - 0,4 = 2,4 м (0,4 м - возвышение среднего уровня воды 50 %-ной обеспеченности над нулем);

L = Lн.б = 242 м;

Wx = 36 м/с - см. исходные данные;

 = 0,5 - коэффициент по табл. СНиП II-57-75 для судна длиной более 200 м:

Rx = 7,5 · 10-5 · 4440 · 362 · 0,5 = 215,78 тс.

Сила, воспринимаемая одной тумбой,

где n = 6 - число работающих тумб при длине судна 250 м;

 = 30° и  = 40° - углы наклона швартова при тумбе на кордоне и судне порожнем;

Принимаем тумбу на усилие 100 тс.

Швартовное усилие в горизонтальной плоскости, перпендикулярное линии кордона,  - для тумбы на усилие 100 тс;

z = 1,8 + 0,4 = 2,2 м - расстояние от анкера до швартова;

lт = 1,0 + 15,0 + 0,67 · 7,9 = 21,3 м - расстояние от анкера до равнодействующей пассивного давления;

Lт = 7,0 м - длина тумбового массива;

Основное сочетание с дополнительной нагрузкой от воздействия волн

Особое сочетание нагрузок

(Измененная редакция).

Принимаем в конструкции диаметр анкерных тяг da = 90 мм.

Концевой отрезок анкерной тяги (шпилька) с резьбой под гайку подбирается по внутреннему диаметру резьбы, который не должен быть меньше диаметра da основного стержня тяги. С учетом градации болтов и гаек по ГОСТ 10602-72 принимаем диаметр шпильки dш = 100 мм.

РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНОГО ПОЯСА И ДЕТАЛЕЙ ЕГО КРЕПЛЕНИЯ

Расчет выполняется для основного сочетания нагрузок. Произведем расчет распределительного пояса.

Балки распределительного пояса в пределах секции непрерывны и составлены путем соединения сваркой. Нагрузка на балку передается болтами в виде сосредоточенных сил.

Крепление принято по схеме рис. 1, а прил. 4 к настоящему Руководству.

Расчетный изгибающий момент

Необходимый момент сопротивления

W = MI/Ry,

где Ry = Ryn/m = 2500/1,05 = 2380 кгс/см2 - для стали марки ВСт3пс6 при толщине проката до 20 мм;

W = 1584000/2380 = 666 см3.

Принимаем 2 швеллера N30 с моментом сопротивления W = 2 · 387 = 774 см3.

Проверяем прочность швеллера N30 на действие поперечной силы из условия

t = QI S/I t = 0,5 · 32670 · 224/5810 · 0,65 = 969 кгс/см2,

где  - расчетная поперечная сила;

S, I, l - соответственно статический момент, момент инерции и толщина стенки швеллера N30 по ГОСТ 8240-72;

RS = 0,58Ry = 0,58 · 2380 = 1380 кгс/см2.

Условие выполнено.

Принимаем распределительный пояс из двух швеллеров N30.

Производим расчет болтов крепления.

Болты крепления по принятой схеме (см. рис. 1, а прил. 4) балки распределительного пояса воспринимают усилия

Диаметр болта из стали марки Ст3сп по внутренней резьбе

Принимаем болт М56 с внутренним диаметром резьбы 51,7 мм.

Выполняем расчет подкладки под гайку анкерной тяги.

В соответствии с ГОСТ 10605-72 для резьбы d = dш = 100 мм размер гайки S = 14,5 см; D = 16,2 см; D1 = 0,95S = 0,95 · 14,5 = 13,78 см; R1 = 0,5D1 = 6,89 см. Диаметр отверстия в подкладке d1 = d + 2 мм = 100 + 2 = 102 мм = 10,2 см; r1 = 0,5d1 = 5,1 см.

Опорная площадь гайки на подкладке

Разбиваем опорную площадь на четыре части, как показано на рис. 4.

Площадь сегмента  a = 2 · 42°15 = 84,5°.

Расчетный пролет подкладки (опоры-стенки швеллеров)

l = dш + 2 см + Sш = 10 + 2 + 0,65 = 12,65 см.

Расстояние от центра окружности до центра тяжести сегмента

Силы:

Изгибающий момент в подкладке

Требуемый момент сопротивления

Рис. 4. Схема к расчету подкладки под гайку

(Измененная редакция).

Ширина подкладки b = D + 4 см = 16,2 + 4  20 см.

Расчетная ширина подкладки bp = b - d1 = 20 - 10,2 = 9,8 см.

Высота подкладки

Принимаем размеры подкладки 230×200×65 мм.

Размеры подкладки под болты крепления распределительного пояса определяются аналогично.

Производим расчет хомут-подвески.

При осадке территории и прогибе тяги опора последней фиксируется хомут-подвеской. Усилие в хомут-подвеске определяется из условия работы тяги на растяжение с изгибом

где Ryn = 2500 кгс/см2 - повышенное на 10 % значение предела текучести для стали марки ВСт3сп при толщине проката 40 - 100 мм;

 = Rala = 29,0 · 2 = 58,0 тс - растягивающее усилие в анкерной тяге при условии равномерного натяжения тяг (ma = 1);

 - площадь сечения тяги на опоре (хомут-подвеске);

Изгибающий момент погашается парой сил: силой на опоре в хомут-подвеске и силой трения гайки по подкладке (рис. 5).

Плечо пары сил l = Hшв + щп + hn = 30 + 2,8 + 6,5 = 39,3 см.

Усилие в хомут-подвеске

Диаметр сечения хомут-подвески

где Ry = 2500/1,05 = 2380 кгс/см2 - расчетное сопротивление стали марки ВСт3пс при толщине проката до 20 мм;

 = 26°34¢ - угол между наклонной частью хомут-подвески и вертикалью, принятый конструктивно по наклону 1 : 2;

(Измененная редакция).

Принимаем d = 19 мм.

Рис. 5. Схема к расчету хомут подвески

РАСЧЕТ ТУМБОВОГО МАССИВА

Составляющие швартовного усилия:

перпендикулярная линии кордона Nx = 100 sin 30° cos 40° = 38,3 тс;

параллельная линии кордона Ny = 100 cos 30° cos 40°= 66,34 тс;

вертикальная Nz = 100 sin 40° = 64,3 тс.

Усилия от действия швартовной нагрузки передаются на шпунт через приваренные к нему, в пределах длины тумбового массива, вертикальные арматурные стержни.

Принимаем длину тумбового массива l = 7 м.

Изгибающий момент от действия составляющей швартовной нагрузки, параллельной линии кордона, на отметке верха шпунта (рис. 6, б)

My = Ny ry = 66,34 · 1,3 = 86,24 тс·м.

Этот момент погашается парой сил Pт в пределах тумбового массива (рис. 7). Плечо пары сил r = 2l/3 = 2 · 7/3 = 4,67 м; сила Рт = Му/r = 86,24/4,67 = 18,5 тс.

Средняя ордината концевого участка шириной 1 пог. м эпюры пары сил

Действие вертикальной составляющей швартовной нагрузки частично погашается собственным весом тумбового массива.

Определяем вес тумбового массива (см. рис. 9):

Рс.в = (2,1 · 1,65 · 2 + 1,5 · 1,65 · 5) 2,5 = 48,3 тс.

Вертикальная нагрузка от составляющей Nz и Рс.в, приходящаяся на 1 пог. м тумбового массива,

Рис. 6. Расчетная схема к определению изгибающего момента в тумбовом массиве от действия составляющей швартовной нагрузки, параллельной линии кордона

От действия составляющей швартовной нагрузки, перпендикулярной линии кордона, возникает изгибающий момент в поперечном направлении. На уровне гребня шпунта применительно к 1 пог. м длины тумбового массива изгибающий момент

Рис. 7. Эпюра сил трения, уравновешивающих изгибающий момент, действующий на длине тумбового массива в плоскости, параллельной линии кордона

Необходимое количество приваренных к шпунту арматурных стержней определяется подбором из обеспечения условия

где Р = рт + pz = 9,1 + 2,3 = 11,4 тс/м - растягивающее усилие;

М = 7,1 тс·м/м;

Fa = 6 Æ 22 = 22,81 см2 - площадь сечения принятой арматуры, установленной на 1 пог. м длины тумбового массива (рис. 8);

da = 2,2 см - диаметр арматурного стержня;

Ia = Fa a2 = 22,81 · 21,12 = 10155,24 см4;

Wa = 10155,24/(21,1 + 0,5 · 2,2) = 457,4 см3;

Ry = 2800/1,05 = 2670 кгс/см2 - расчетное сопротивление стали марки ВСт5пс при толщине проката 20 - 40 мм.

1,15 · 1,0 · 1,25 · 0,9 (11400/22,81 + 710000/457,4) = 2655 < 2670 кгс/см2 - условие выполнено.

Рис. 8. Расчетная схема к определению количества арматурных стержней, передающих усилия от тумбового массива на шпунт

(Измененная редакция).

Надстройка рассчитывается на нагрузку Р от возможного навала судна при швартовке и на нагрузку Еа от активного давления грунта (рис. 6, а). Изгибающий момент от данных нагрузок определяется в сечении на отметке гребня шпунта и должен быть воспринят арматурными стержнями, приваренными к шпунту. Площадь сечения арматурных стержней определяется подбором из условия  аналогично расчету, выполненному для тумбового массива.

Количество арматуры, устанавливаемой по контуру тумбового массива, определяется из условия минимального процента армирования железобетонных сечений ( = 0,05 %).

РАСЧЕТ ТУМБОВОГО МАССИВА НА ПРОЧНОСТЬ (рис. 9)

Материалы: бетон гидротехнический марки М300, Rпр = 135 кгс/см2;

арматура класса A-II марки стали ВСт5пс6, Ra = 2850 кгс/см2.

Расчет железобетонного сечения производится по указаниям главы СНиП II-56-77.

Сечение 1 - 1 (см. рис. 9)

Рис. 9. Расчетная схема и поперечные сечения к расчету прочности тумбового массива на действие изгибающего момента от составляющей швартовной нагрузки, параллельной линии кордона

Определяем количество арматуры Fa из условия прочности сечения

где b = 210 см; h = 139 см; h0 = 139 - 4 = 135 см;

ma = 1,15 - при количестве стержней в сечении более 10;

mб = 1,15 - при толщине элемента более 60 см;

kн = 1,15; nc = 1,0; n = l,25; mд = 1 - для сооружения III класса капитальности, основного сочетания нагрузок и изгиба железобетонного элемента, армированного более чем 10 стержнями.

Принимаем верхнюю и нижнюю арматуру по Fa = 5  20 = 15,7 см2.

Сечение 2 - 2 (см. рис. 9)

Для данного сечения b =150 см; h = 165 см; h0 = 165 - 7 = 158 см;

Принимаем верхнюю и нижнюю арматуру по Fa = 5  16 = 10,05 см2.

РАСЧЕТ АНКЕРНОЙ СТЕНКИ

Расчет выполняется графоаналитическим методом (рис. 10). Производим расчет на основное сочетание нагрузок.

Ординаты эпюры активного давления определяем по формуле

где а = 0,23 - по табл. 18 настоящего Руководства для I = 36° при  = 0,5I;

Ординаты эпюры пассивного давления определяем по формуле

где р = 5,64 - по табл. 20 настоящего Руководства для I = 36° при  = 0,333I;

(Измененная редакция).

Суммарная эпюра давления, расчетная схема нагрузок, силовой и веревочный многоугольники представлены на рис. 10, а.

Производим расчет на особое сочетание нагрузок (см. также расчет лицевой стенки на особое сочетание нагрузок).

Рис.10. Графоаналитический расчет анкерной стенки.

а - на основное сочетание нагрузок; б - на особое сочетание нагрузок: 1 - суммарная эпюра давления от грунта и временных нагрузок; 2 - веревочный многоугольник; 3 - силовой многоугольник

(Измененная редакция).

Определяем ординаты эпюры активного давления:

от ?? + 1,5 м до  0,0:

I = 36°; d = 0,5??I = 18°;  = 2°52¢; ??са = 0,264 - см. расчет лицевой стенки;

от ?? 0,0 до  - 6,0 м:

I = 36°; d = 0,5??I = 18°;  = 5°27¢; ??са = 0,292 - см. расчет лицевой стенки;

Определяем ординаты эпюры пассивного давления

от ?? + 1,5 м до  0,0

I = 36°;  = 0,333??I = 11°59; e = 2°52¢;

от ?? 0,0 м до  - 6,0 м;

I = 36°;  = 0,333??I = 11°59; e = 5°27¢;

(Измененная редакция).

Графоаналитический расчет выполнен на рис 10, б.

По результатам расчетов глубина погружения стенки определяется из расчета на особое сочетание нагрузок. Дополнительную глубину погружения на защемление находим по п. 20.22 (16.22) настоящего Руководства:

На ?? - 2,7 м  = 10 + 1,8 · 2,8 + 1,1 · 2,7 = 10 + 8,01 = 18,01 тс/м2.

(Измененная редакция).

Отметка погружения - (2,7 + 0,34) » - 3,0 м.

(Измененная редакция).

Длина анкерной сваи lсв = 3,0+ 1,0 + 0,5 = 4,5 м

Расстояние от лицевой до анкерной стенки определяем по п. 20.27 (16.26) настоящего Руководства.