Руководство по проектированию морских причальных сооружений

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

вертикальная N_z = 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)

M_y = N_y r_y = 66,34 · 1,3 = 86,24 тс·м.

Этот момент погашается парой сил P_т в пределах тумбового массива (рис. 7). Плечо пары сил r = 2l/3 = 2 · 7/3 = 4,67 м; сила Р_т = М_у/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):

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

Вертикальная нагрузка от составляющей N_z и Р_с.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 = р_т + p_z = 9,1 + 2,3 = 11,4 тс/м - растягивающее усилие;

М = 7,1 тс·м/м;

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

d_a = 2,2 см - диаметр арматурного стержня;

I_a = F_a a² = 22,81 · 21,1² = 10155,24 см⁴;

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

R_y = 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 Е_а 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 (m = 0,05 %).

РАСЧЕТ ТУМБОВОГО МАССИВА НА ПРОЧНОСТЬ (рис. 9)

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

арматура класса A-II марки стали ВСт5пс6, R_a = 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 F_a из условия прочности сечения

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

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

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

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

Принимаем верхнюю и нижнюю арматуру по F_a = 5 Æ 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 F_a = 5 Æ 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 l_а = 0,23 - по табл. 18 настоящего Руководства для j_I = 36° при d = 0,5j_I;

Ординаты эпюры пассивного давления определяем по формуле

где l_р = 5,64 - по табл. 20 настоящего Руководства для j_I = 36° при d = 0,333j_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 Ñ + 1,5 м до Ñ 0,0:

j_I = 36°; d = 0,5j_I = 18°; e = 2°52¢; l_са = 0,264 - см. расчет лицевой стенки;

от Ñ 0,0 до Ñ - 6,0 м:

j_I = 36°; d = 0,5j_I = 18°; e = 5°27¢; l_са = 0,292 - см. расчет лицевой стенки;

Определяем ординаты эпюры пассивного давления

от Ñ + 1,5 м до Ñ 0,0

j_I = 36°; d = 0,333j_I = 11°59¢; e = 2°52¢;

от Ñ 0,0 м до Ñ - 6,0 м;

j_I = 36°; d = 0,333j_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 Ñ - 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 l_св = 3,0+ 1,0 + 0,5 = 4,5 м

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

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

Принимаем L_a = 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 D = 10 см).

(Измененная редакция).

Материалы: бетон марки M300, R_np = 135 кгс/см², R_p = 10 кгс/см², m_б = 1; арматура класса A-III, R_a = 3750 кгс/см² и класса А-I, R_a.x = 1800 кгс/см², т_a = 1,1 (число стержней - 8 шт.).

Производим расчет на основное сочетание нагрузок:

изгибающий момент в одной свае

расчетный момент

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

М_I = 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 F_a = 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;

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

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

Принимаем F_x = 2 Æ 8 = 1,01 см².

Проверяем условие .

1,1 · 1800 · 1,01/10 ³ 1 · 10 · 30/2;

200 > 150 кгс/см - условие выполнено.

Длина проекции наклонного сечения, в пределах которого устанавливается арматура F_x = 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 l_к = 0,294 l_св = 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 k_д = 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 j_I = 33°, j_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 j_I = 18°, j_II = 20°;

удельное сцепление с_I = 1,7 тс/м², с_II = 2,5 тс/м²;

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

показатель консистенции I_L = 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        q^н = 4,0 тс/м²;

переходной             q^н = 6,0 тс/м²;

тыловой                   q^н = 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 D = 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 l_а и l_ас определены по табл. 18 настоящего Руководства для j_I и c_I при d = 0,5j_I;

Ординаты эпюры пассивного давления определяем по формуле

где значения l_р и l_рc определены по табл. 20 настоящего Руководства для j_I и c_I при d = j_I;

Замыкающая веревочного многоугольника проводится в зависимости от жесткости стенки, степень которой определяется отношением d_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 M_max = 105 тс·м/м в пролете стенки, поперечные силы Q, анкерная реакция - R_a = 28,0 тс/м и предварительная глубина погружения t₀ = 4,5 м.

Изгибающий момент, действующий на одну сваю-оболочку,

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

d_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 m_c = 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),