Страница 45: РД 31.31.27-81. Руководство по проектированию морских причальных сооружений (52703)

Плоскость обрушения от лицевой стенки проводится от точки касания замыкающей к веревочной кривой на отметке - 19,5 м (см. рис. 3);

Принимаем La = 23 м.

РАСЧЕТ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВАЙ АНКЕРНОЙ СТЕНКИ ПО УСЛОВИЮ ПРОЧНОСТИ

Принята свая сечением 40×40 см, в верхней части 40×30 см (срез для пропуска анкерных тяг), шаг сваи - 50 см (зазор  = 10 см).

(Измененная редакция).

Материалы: бетон марки M300, Rnp = 135 кгс/см2, Rp = 10 кгс/см2, mб = 1; арматура класса A-III, Ra = 3750 кгс/см2 и класса А-I, Ra.x = 1800 кгс/см2, тa = 1,1 (число стержней - 8 шт.).

Производим расчет на основное сочетание нагрузок:

изгибающий момент в одной свае

расчетный момент

где kн =1,15; nс = 1,0; n = 1,25; mд = 0,95 - коэффициенты для сооружения III класса капитальности, основного сочетания нагрузок, железобетонного изгибаемого элемента при числе стержней в сечении менее 10;

МI = 1,15 · 1 · 1,25 · 0,95 · 5,0 = 6,83 тс·м;

поперечная сила в одной свае ;

расчетная поперечная сила .

Производим расчет на основное сочетание нагрузок с учетом волновых воздействий:

М = 17,5 (0,4 + 0,1) = 8,75 тс·м;

(Измененная редакция).

Производим расчет на особое сочетание нагрузок:

М = 25 (0,4 + 0,1) = 12,5 тс·м;

Определяющими усилиями для расчета прочности из сравнения расчетных значений являются изгибающий момент и поперечная сила, полученные из расчета на особые сочетания нагрузок.

(Измененная редакция).

РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ НА ДЕЙСТВИЕ ИЗГИБАЮЩЕГО МОМЕНТА (ОСОБОЕ СОЧЕТАНИЕ НАГРУЗОК)

Определяем расстояние до центра тяжести растянутой арматуры:

Принимаем Fa = 5 Æ 22==19 см2.

Выполняем расчет опорного сечения на поперечную силу.

Сечение достаточно при соблюдении условия

20402,44 < 29362,5 кгс - условие выполнено.

Проверку условия на необходимость расчета поперечной арматуры для сечения на шарнирной опоре при М = 0 рекомендуется производить по СНиП II-21-75 с применением коэффициентов, принятых в СНиП II-56-77 и настоящем Руководстве:

где k1 = 0,6 - для тяжелого бетона.

1,15 · 0,9 · 1,25 · 1,0 · 15770 < 0,6 · 1,0 · 1,0 · 30 · 29;

20402,44 < 5220 кгс - условие не выполнено.

Расчет поперечной арматуры выполняется по формуле

где k2 = 2 - для тяжелого бетона;

Ra.x = 1800 кгс/см2 - для арматуры класса А-I;

u = 10 см - по конструктивным требованиям для концевых участков свай.

Принимаем Fx = 2 Æ 8 = 1,01 см2.

Проверяем условие .

1,1 · 1800 · 1,01/10  1 · 10 · 30/2;

200 > 150 кгс/см - условие выполнено.

Длина проекции наклонного сечения, в пределах которого устанавливается арматура Fx = 1,01 см с шагом 10 см,

РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ СВАИ ВО ВРЕМЯ СТРОИТЕЛЬСТВА

Производим подъем сваи во время монтажа за одну точку.

Расчетная длина консоли lк = 0,294 lсв = 0,294 · 4,5  1,3 м.

Вес 1 пог. м сваи q = 0,4 · 0,4 · 2,5 = 0,4 тс/м.

Изгибающий момент и поперечная сила на консоли (с учетом коэффициента динамичности kд = 1,5 в соответствии с указаниями п. 4.7 СНиП II-17-77);

Свая рассчитана в стадии эксплуатации на усилия, в несколько раз превосходящие усилия монтажа.

ПРИМЕР 5

РАСЧЕТ ПРИЧАЛЬНОГО СООРУЖЕНИЯ ТИПА «БОЛЬВЕРК» С ЛИЦЕВОЙ СТЕНКОЙ ИЗ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПОВЫШЕННОЙ ЖЕСТКОСТИ (СВАЙ-ОБОЛОЧЕК ДИАМЕТРОМ 1,6 м) С АНКЕРОВКОЙ ЗА КОЗЛОВУЮ ОПОРУ

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА

За расчетный принят уровень воды 98 %-ной обеспеченности с отметкой 0,0;

отметка линии кордона + 2,5 м;

отметка дна - 11,5 м;

Расчетные характеристики грунтов засыпки и основания:

а) засыпка - песчаный грунт:

угол внутреннего трения I = 33°, ??II = 35°;

объемный вес над расчетным уровнем воды в состоянии естественной влажности  = 1,8 тс/м3, ниже расчетного уровня воды в состоянии гидростатического взвешивания  = 1,0 тс/м3;

б) грунт основания - суглинок:

угол внутреннего трения I = 18°, ??II = 20°;

удельное сцепление сI = 1,7 тс/м2, сII = 2,5 тс/м2;

объемный вес под водой в состоянии гидростатического взвешивания  = 1,0 тс/м3;

показатель консистенции IL = 0;

агрессивность среды:

морская вода обладает сульфатной агрессией; в соответствии с табл. 3в СНиП II-28-73* степень агрессивного воздействия - среднеагрессивная;

нормативные эксплуатационные нагрузки:

временная равномерно распределенная нагрузка от складируемых грузов в зоне:

прикордонной        qн = 4,0 тс/м2;

переходной             qн = 6,0 тс/м2;

тыловой                   qн = 10,0 тс/м2.

1. СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ЛИЦЕВОЙ СТЕНКИ БОЛЬВЕРКА ПО ПЕРВОЙ ГРУППЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ

Лицевая стенка больверка рассчитывается на нагрузку от активного давления грунта с учетом временных эксплуатационных нагрузок.

Стенка запроектирована из свай-оболочек диаметром D = 1,6 м с толщиной стенки 12 см. Проектный зазор между оболочками  = 0,1 м. Графоаналитический расчет лицевой стенки выполнен на рис. 1 в следующей последовательности: определение ординат эпюр активного и пассивного давления, построение суммарной эпюры давления, замена распределенной нагрузки эпюры сосредоточенными силами, построение веревочного и силового многоугольников, построение эпюры поперечных сил.

Ординаты эпюры активного давления (см. рис. 1) найдены по формуле

где значения а и ??ас определены по табл. 18 настоящего Руководства для I и cI при ?? = 0,5I;

Ординаты эпюры пассивного давления определяем по формуле

где значения р и ??рc определены по табл. 20 настоящего Руководства для ??I и cI при  = I;

Замыкающая веревочного многоугольника проводится в зависимости от жесткости стенки, степень которой определяется отношением c/t [см. п. 20.8 (16.8) настоящего Руководства].

Высота приведенного сечения

момент инерции поперечного сечения сваи-оболочки;

Начальные модули упругости бетона приняты по СНиП II-56-77 и СНиП II-21-75.

Глубина погружения, рассчитанная в предположении полного защемления стенки, из графоаналитического расчета (см. рис. 1) t равна 8,6 м.

 В этом случае стенка считается повышенной жесткости. Усилия определяются при проведении замыкающей как касательной к кривой.

В результате расчета определены (на 1 пог. м причала): максимальный изгибающий момент Mmax = 105 тс·м/м в пролете стенки, поперечные силы Q, анкерная реакция - Ra = 28,0 тс/м и предварительная глубина погружения t0 = 4,5 м.

Изгибающий момент, действующий на одну сваю-оболочку,

Коэффициент снижения mc пролетного момента подбирается по табл. 23 (9) настоящего Руководства в зависимости от отношения высоты приведенного сечения c к условному пролету l.

c определена выше. l = h + 0,667t0 = 0,5 + 11,5 + 0,667 · 4,5 = 15,0 м. Здесь h - высота от точки крепления анкера до дна; t0 = 4,5 м - из графоаналитического расчета стенки (см. рис. 1).

Рис. 1. Графоаналитический расчет лицевой стенки больверка по первой группе предельных состояний

Рис. 1. (продолжение).

По табл. 23 (9) при 0,04 < 0,074 < 0,10 коэффициент mc = 0,85. Тогда M = 105 · 0,85 (l,6 + 0,l) = 151,7 тс·м.

Поперечная сила, действующая на одну сваю-оболочку в опорном сечении (см. рис. 1),

Анкерное усилие в тяге

где ma = 1,3 - для стенок с предварительным натяжением анкеров [см. п. 20.18 (16.18) настоящего Руководства],

(Измененная редакция).

Уточнение глубины погружения шпунта производим из условия устойчивости лицевой стенки на поворот относительно точки крепления анкерной тяги:

где nc = 1,0 - коэффициент для основного сочетания нагрузок;

n = 1,25 - средневзвешенный коэффициент перегрузки;

kн = 1,15 - коэффициент надежности для III класса капитальности сооружения;

mд = 1,10 - по табл. 17 (7), поз. 5 настоящего Руководства;

m = 1,15 - для портовых сооружений в соответствии с указаниями СНиП II-16-76.

Определение моментов от сдвигающих и удерживающих сил производится по раздельным, а не по суммарным эпюрам давления (рис. 2 и табл. 1 и 2).

Таблица 1

Сдвигающие (поворачивающие) силы и моменты

Таблица 2

Удерживающие силы и моменты

Проверяем условие устойчивости:

1161,89 < 780,95 тс·м/м - условие не выполнено.

Необходимая дополнительная глубина погружения в соответствии с п. 20.13 (16.13) настоящего Руководства определяется по формуле

где  - необходимый дополнительный удерживающий момент, обеспечивающий устойчивость стенки,

 = 18,24 тс/м2 (см. рис. 2);

 = 9,53 тс/м3 (см. рис. 2);

 = 16,5 м;

Принимаем отметку погружения шпунта - 18,7 м и проверяем условие устойчивости на поворот.

Рис. 2. Эпюра активного давления от грунта и временных нагрузок и пассивного давления от грунта для расчета лицевой стенки на поворот вокруг точки крепления анкера.

Таблица 3

Поворачивающий момент при глубине погружения до  - 18,7 м

Таблица 4

Удерживающий момент при глубине погружения до  - 18,7 м

Условие устойчивости:

1837,69 ?? 1830,63 тс/м - условие выполнено. Отметка погружения лицевой стенки шпунта - 18,70 м, расчетная глубина погружения tp = 7,2 м.

Так как расчетная глубина погружения превышает полученную в графоаналитическом расчете в 1,6 раза (tp/t0 = 7,2/4,5 = 1,6), изгибающий момент и анкерная реакция должны быть увеличены в соответствии с указаниями п. 20.14 (16.14) и табл. 22 (8) настоящего Руководства.

По интерполяции повышающий коэффициент для изгибающего момента k = 1,27, для анкерной реакции и максимальной поперечной силы k = 1,15.

Расчетные значения усилий в одной свае-оболочке и анкерной тяге:

М = 151,7 · 11,27 = 192,66 тс·м;

Qoп = 42,47 · 1,15 = 48,84 тc;

 = 61,88 · 1,15 = 71,16 тс.

2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДИАМЕТРА АНКЕРНОЙ ТЯГИ

Материал тяги - сталь марки ВСт3пс2, расчетное сопротивление Ry = 2190 кгс/см2 при толщине проката 40 - 100 мм (см. СНиП II-23-81).

Диаметр анкерной тяги определяем по формуле

где kн = 1,15 - сооружение III класса капитальности в соответствии с главой СНиП II-51-74 при высоте стенки Hст = 11,5 + 2,5 = 14,0 м < 20 м;

nc = 1,0 - для основного сочетания нагрузок;

n = 1,25 - коэффициент перегрузки;

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

cos  = 1 - тяга горизонтальная,  = 0;

Принимаем диаметр ветви анкерной тяги da = 80 мм. В местах расположения тумбовых массивов швартовное усилие добавляется к анкерной реакции на длине 6,8 м (длина тумбового массива).

Причал оборудован тумбами на усилие 80 тс. Составляющая швартовного усилия, нормальная к линии кордона,