Руководство по проектированию морских причальных сооружений

Скорость ветра обеспеченностью 2 % за навигационный период в направлении с берега в акваторию перпендикулярно линии кордона W_x = 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 l_а и l_ас определены по табл. 18 настоящего Руководства для соответствующих углов j_I и d = 0,5j_I:

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

где l_p и l_pс определены по табл. 18 настоящего Руководства для соответствующих углов j_I и d = j_I:

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

где h_1% = l,6 м,  = 105 м, H = 15 м;

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

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

0 = Ñ 0                               p = 0;

h_n = Ñ - 1,49 м                  p = - g h_n = - 1,0 · 1,49 = - 1,49 тс/м²;

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

H = Ñ - 15,0 м                   p = - k₉ g 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 = Ñ 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 Ñ - 22,7 м получены усилия М_max = 147,5 тс·м/м и R_а = 29,0 тс/м.

В соответствии с табл. 1 СНиП II 23-81 R_y = R_уп/g_т (R_уп - предел текучести стали). Шпунт FSP VI-L японской поставки.

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

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

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

Условие прочности на действие изгибающего момента

где M = m_c M_max = 0,65 · 147,5 = 95,88 тс·м/м;

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

g_с = 1 - коэффициент условий работы;

k_н = 1,15; n_c = 1,0; n = 1,25; m_д = 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 М_max = 178,75 тс·м/м и R_a = 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 М_max = 170,0 тс·м/м и R_a = 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 e 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

e = arctg AK₁ - для грунта естественной влажности;

 - для водонасыщенного грунта;

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

Определяем ординаты эпюры активного давления

от Ñ + 2,8 м до Ñ 0,0

j_I = 36°; d = 0,5j_I = 18°;

e = arctg 0,2 · 0,25 = 2°52^¢;

от Ñ 0,0 м до Ñ - 13,0 м:

j_I = 36°; d = 0,5j_I = 18°;

от Ñ - 13,0 м до Ñ - 17,9 м:

j_I = 18°; d = 0,5j_I = 9°; c_I = 2 тс/м²;

от Ñ - 17,9 м до Ñ - 21,1 м:

j_I = 32°; d = 0,5j_I = 16°;

ниже Ñ - 21,1 м:

j_I = 34°; d = 0,5j_I = 17°; e = 5°20¢;

Определяем ординаты эпюры пассивного давления

от Ñ - 15,0 м до Ñ - 17,9 м

j_I = 18°; d = 0,75j_I = 13°30¢; c_I = 2 тс/м²; e = 5°27¢;

от Ñ - 17,9 м до Ñ - 21,1 м

j_I = 32°; d = 0,75j_I = 24°; e = 5°20¢;

ниже Ñ - 21,1 м:

j_I = 34°; d = 0,75j_I = 25°30¢; e = 5°20¢;

Ординаты эпюры сейсмического давления воды определяются по формуле

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

g_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: М_max = 210 тс·м/м, R_a = 40,5 тс/м при глубине погружения шпунта до Ñ - 23,2 м.

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

M = m_c M_max = 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 Ñ - 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 R_a = 29,0 тс/м:

где a = 0;

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

R_y = R_yn/g_m - по СНиП II-23-81, R_y = 2300/1,05 = 2190 кгс/см²;

g_c = 0,9 - по табл. 6 СНиП II-23-81;

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

тяги тумбового массива рассчитываются на усилие R_a + Е_шв, где

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

Поперечная составляющая нагрузки от действия ветра на судно

где F_x =  - F_э = 5020 - 580 = 4440 м²;

F_э = h_к L = 2,4 · 242 = 580 м²;

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

L = L_н.б = 242 м;

W_x = 36 м/с - см. исходные данные;

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

R_x = 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;

a = 30° и b = 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;

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

L_т = 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 d_a = 90 мм.

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

где R_y = R_yn/g_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 = Q_I 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;

R_S = 0,58R_y = 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 = d_ш = 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 = d_ш + 2 см + S_ш = 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 b_p = 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 R_yn = 2500 кгс/см² - повышенное на 10 % значение предела текучести для стали марки ВСт3сп при толщине проката 40 - 100 мм;

 = R_al_a = 29,0 · 2 = 58,0 тс - растягивающее усилие в анкерной тяге при условии равномерного натяжения тяг (m_a = 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 = H_шв + d_щп + h_n = 30 + 2,8 + 6,5 = 39,3 см.

Усилие в хомут-подвеске

Диаметр сечения хомут-подвески

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

a = 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 N_x = 100 sin 30° cos 40° = 38,3 тс;