Руководство по проектированию морских причальных сооружений

Анкерное усилие в тяге

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

n = 1,25 - средневзвешенный коэффициент перегрузки;

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

m_д = 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

Номер силы (см. рис. 2)

Сдвигающие силы

Плечо

M_пов = Е_с r, тс·м/м

Подсчет

Значение Е_с, тc/м

Подсчет

Значение r, м

1

0,5 · 1,98 · 0,5

0,50

0,5/3

0,17

0,09

2

0,5 · 2,21 · 0,5

0,55

2/3 · 0,5

0,33

0,18

3

0,5 · 2,21 · 11,5

12,71

0,5 + 1/3 · 11,5

4,33

55,03

4

0,5 · 5,20 · 11,5

29,90

0,5 + 2/3 · 11,5

8,17

244,28

5

0,5 · 7,37 · 4,5

16,58

0,5 + 11,5 + 1/3 · 4,5

13,5

223,83

6

0,5 · 9,53 · 4,5

21,44

0,5 + 11,5 + 2/3 · 4,5

15,0

321,60

845,01

Таблица 2

Удерживающие силы и моменты

Номер силы (см. рис. 2)

Удерживающие силы

Плечо

M_уд = Е_у r, тс·м/м

Подсчет

Значение Е_у, тc/м

Подсчет

Значение r, м

7

0,5 · 1,04 · 2,0

1,04

2/3 · 2,0

1,33

1,38

8

0,5 · 1,98 · 2,0

1,98

1/3 · 2,0

0,67

1,33

9

0,5 · 9,28 · 1,0

4,64

0,5 + 11,5 + 2/3 · 1,0

12,67

58,79

10

0,5 · 9,28 · 3,5

16,24

0,5 + 12,5 + 1/3 · 3,5

14,17

230,12

11

0,5 · 18,24 · 3,5

31,92

0,5 + 12,5 + 2/3 · 3,5

15,33

489,33

780,95

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 Ñ - 18,7 м

Номер силы (см. рис. 2)

Сдвигающие силы

Плечо

M_пов = Е_с r, тс·м/м

Подсчет

Значение Е_с, тc/м

Подсчет

Значение r, м

1 - 6

См. табл. 1 настоящего расчета

845,01

12

0,5 · 9,53 · 2,70

12,84

16,5 + 1/3 · 2,7

17,4

223,94

13

0,5 · 10,83 · 2,70

14,62

16,5 + 2/3 · 2,7

18,3

267,55

1336,50

Таблица 4

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

Номер силы (см. рис. 2)

Удерживающие силы

Плечо

M_уд = Е_у r, тс·м/м

Подсчет

Значение Е_у, тc/м

Подсчет

Значение r, м

7 - 11

См. табл. 2 настоящего расчета

14

0,5 · 18,24 · 2,7

24,62

16,5 + 1/3 · 2,7

17,4

428,39

15

0,5 · 25,15 · 2,7

33,95

16,5 + 2/3 · 2,7

18,3

621,29

1830,63

Условие устойчивости:

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

Так как расчетная глубина погружения превышает полученную в графоаналитическом расчете в 1,6 раза (t_p/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;

Q_oп = 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 R_y = 2190 кгс/см² при толщине проката 40 - 100 мм (см. СНиП II-23-81).

Диаметр анкерной тяги определяем по формуле

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

n_c = 1,0 - для основного сочетания нагрузок;

n = 1,25 - коэффициент перегрузки;

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

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

Принимаем диаметр ветви анкерной тяги d_a = 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,

где a и b - углы наклона швартова для тумбы на кордоне, принятые по СНиП II-57-75.

Швартовное усилие, передающееся на уровень крепления анкера,

где l_т = 15,0 м - то же, что l при определении жесткости стенки в разд. 1 настоящего расчета.

Диаметр анкерных тяг в местах расположения тумбового массива рассчитывается на усилие

Принимаем на участках тумбовых массивов по четыре тяги с диаметром ветви, равным 85 мм.

3. ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА СВАЙ-ОБОЛОЧЕК ЛИЦЕВОЙ СТЕНКИ БОЛЬВЕРКА ПО ПРОЧНОСТИ

Сваи-оболочки изготавливаются из предварительно напряженного, центрифугированного железобетона.

Бетон гидротехнический марки 500: R_np = 215 кгс/см²; R_npII = 280 кгс/см²; R_pII = 20 кгс/см²; R_p = 13,5 кгс/см²; E_б = 325000 кгс/см².

Предварительно напряженная арматура класса A-IV марки стали 20ХГ2С: R_н = =5000 кгс/см²; R_нс = 4000 кгс/см²; R_нII = 6000 кгс/см²; Е_н = 2000000 кгс/см².

Ненапрягаемая арматура класса A-II марки стали ВСт5сп2: R_a = R_ac = 2850 кгс/см²; R_a.x = 2200 кгс/см²; E_a = 2100000 кгс/см².

Арматурные стержни равномерно распределены по кольцу (рис. 3).

В соответствии с указаниями п. 1.19 СНиП II-56-77 расчет предварительно напряженных конструкций следует выполнять по СНиП II-21-75, учитывая при этом коэффициенты, принятые в СНиП II-56-77.

Предварительно принятое армирование:

площадь сечения продольной напрягаемой арматуры:

F_н.к = 24 Æ 18 = 61,07 см²;

площадь сечения продольной ненапрягаемой арматуры

F_а.к = 12 Æ 10 = 9,42 см²;

Усилия для расчета прочности сечения сваи-оболочки:

изгибающий момент М = 192,66 тс·м;

поперечная сила Q = 48,84 тс.

Продольная сила определяется от веса надстройки (рис. 4), веса верхней части оболочки до линии действия наибольшего изгибающего момента (см. рис. 1) и от сил трения активного давления до того же сечения.

Рис. 3. Расположение продольной арматуры в сечении сваи-оболочки

Вес надстройки определяем как сумму сил (см. рис. 4):

P₁ = 0,4 · 2,5 · 2,5 · 1,7 = 4,25 тс;

P₂ = 1,6 · 2,0 · 1,8 · 1,7 = 9,79 тс;

Р₃ = 1,6 · 0,5 · 2,5 · 1,7 = 3,40 тс;

В подсчете сил Р₁, P₂ и Р₃ значение 1,7 - размер шага свай-оболочек.

Момент относительно оси оболочки от силы Р₁

M_p1 = 4,25 · 1,0 = 4,25 тс·м.

Вес части сваи-оболочки от Ñ 0,0 до Ñ - 7,5 м

где  м² - площадь поперечного сечения;

 = 1,5 тс/м³ - объемный вес железобетона под водой.

Активное давление грунта на лицевую стенку до Ñ - 7,5 м определяем по эпюре давления на рис. 1:

Е_а = [0,5 (1,04 + 2,21) 2,5 + 0,5 (2,21 + 4,16) 7,5] 1,7 = 47,53 тс.

Сила трения от активного давления

Т_а = Е_а tg d,

где d = 0,5j = 0,5 · 33° = 16°30¢;

Т_а = 47,53 · 0,296 = 14,07 тс.

Изгибающий момент от сил трения относительно оси оболочки

M_т = 14,07 · 0,6 = 8,44 тс·м.

Продольная сила в сечении на Ñ - 7,50 м

Изгибающий момент с учетом влияния продольных сил

М = М - М_р1 + М_т = 192,66 - 4,25 + 8,44 = 196,85 тс·м.

Для расчета по внецентренному сжатию эксцентриситет продольной силы

Рис. 4. Схема к определению продольной силы, действующей на элементы лицевой стенки больверка

Расчет сваи-оболочки из предварительно напряженного центрифугированного железобетона выполняется по указаниям Руководства по проектированию, изготовлению и применению железобетонных центрифугированных конструкций кольцевого сечения (НИИЖБ, Стройиздат, 1979).

4. РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ, НОРМАЛЬНЫХ К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА

При расчете внецентренно сжатых железобетонных элементов учитываются случайный начальный эксцентриситет  по указаниям п. 1.22 главы СНиП II-21-75 и влияние прогиба в соответствии с пп. 1.16 и 3.24 главы СНиП II-21-75.

 принимается не менее одного из значений - 1/600 длины элемента или 1/30 высоты сечения элемента:

 = 0,03 м (19,0 м - длина сваи-оболочки);

 = 0,05 м (1,6 м - диаметр сваи-оболочки).

Случайный начальный эксцентриситет суммируется с полученным из статического расчета:

e₀ = e +  = 5,21 + 0,05 = 5,26 м.

Влияние прогиба учитывается умножением эксцентриситета на коэффициент

При этом условная критическая сила определяется по формуле

где l₀ = 1900 см - длина сваи-оболочки;

I = 0,154 м⁴ = 15400000 см⁴ (см. разд. 1 настоящего расчета);

 - коэффициент, учитывающий влияние длительного действия нагрузки;

M_I и  - моменты соответственно от действия полной нагрузки и от действия постоянных и длительных нагрузок; при расчете по схеме загружения причала равномерными нагрузками при первой категории нагрузок допускается принимать отношение

b = 1 - для тяжелого центрифугированного бетона;

k_дл = 1 + 1 · 0,7 = 1,7;

, но не менее величины

e₀ = 5,26 м - эксцентриситет (см. выше);

d = l,60 м - наружный диаметр сваи-оболочки;

k_н - коэффициент, учитывающий влияние предварительного напряжения арматуры на жесткость элемента; при равномерном обжатии сечения

Здесь  принимается не более 0,25;

s_б.н - предварительное напряжение в бетоне с учетом всех потерь при m_т < 1,

Усилие предварительного обжатия

Предельная величина предварительного напряжения s₀ определяется из условия s₀ + p £ R_нII , где значение p при механическом способе натяжения арматуры равно 0,05s₀:

Определяем потери предварительного напряжения арматуры.

Первые потери

1. Релаксация напряжений арматуры (при механическом способе натяжения)

s_рел = 0,1s₀ - 200 = 0,1 · 5700 - 200 = 370 кгс/см².

2. Потери от деформации анкеров, расположенных у натяжных устройств, деформации стальной формы и температурного перепада для центрифугированных оболочек вследствие специфики технологии изготовления не учитываются.

3. Потери от быстронатекающей ползучести (для бетона, подвергнутого тепловой обработке)

при  s_б.полз = 0,85 · 500s_б.н/R₀.

Величина предварительного напряжения с учетом потерь

где s₀ = 5700 - 370 = 5330 кгс/см².

Площадь приведенного сечения

где

При достижении 70 %-ной прочности R₀ = 0,7 · 500 = 350 кгс/см².

Получаем

a = 0,6 - для марки бетона выше М300.

Определяем потери от быстронатекающей ползучести:

Вторые потери

4. Усадка бетона М500

s_ус = 400 кгс/см².

5. Ползучесть бетона

при

где k = 0,85 - при тепловой обработке бетона;

Полные потери s_n = 370 + 67 + 400 + 263 = 1100 > 1000 кгс/см² (см п. 1.26 СНиП II-21-75).

Напряжение в арматуре с учетом всех потерь

s₀ = 5700 - 1100 = 4600 кгс/см².

Коэффициент точности натяжения арматуры принимается меньше единицы:

где  = 0,1 - при механическом способе натяжения арматуры.

Тогда m_т = 1 - 0,1 = 0,9.

Напряжение в ненапрягаемой арматуре

s_а = s_б.полз + s_ус + s_полз = 67 + 400 + 263 = 730 кгс/см².

Сила обжатия с учетом всех потерь

N₀ = 0,9 · 4600 · 61,07 - 730 · 9,42 = 245953,2 кгс.

Напряжение в бетоне с учетом всех потерь в арматуре

Расчет внецентренно сжатого элемента кольцевого сечения по прочности производится из условия

Относительная площадь сжатой зоны бетона

где коэффициенты: надежности k_н = 1,15, сочетания нагрузок n_c = 1,0, перегрузки n = 1,25 и дополнительный m_д = 0,9 - приняты в соответствии с указаниями главы СНиП II-56-77 и настоящего Руководства для сооружения III класса капитальности;

s₀ = m_тs₀ = 1,1 · 4600 = 5060 кгс/см² при m_т > 1;

F = 5580 см² - площадь поперечного сечения (см. разд. 3 настоящего расчета);

r_ср = 0,5 (r + r₁) = 0,5 (80 + 68) = 74 см (см. рис. 3);

r_н = r_a = 74 см (см. рис. 3);

m_б = 1 и m_a = 1,15 - в соответствии с указаниями главы СНиП II-56-77 для толщины стенки сечения 12 см и числа арматурных стержней в сечении более 10;

m_н.к = 1,1 - для арматуры класса А-IV;

A_a = m_а.к = 1,0;

m_а.к = 1,0 - для арматуры класса А-II;

e₀ = 526 см - эксцентриситет (см. начало разд. 4).

Находим условие прочности:

26495073,7 < 27538568,1 кгс/см - условие выполнено (расхождение » 4 %).

Принимаем арматуру F_н = 24 Æ 18; F_а = 12 Æ 10.

5. РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ, НАКЛОННЫХ К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА

При расчете на действие поперечной силы должно соблюдаться условие

где

Q = 48840 кгс;

k_н = 1,15, n_c = 1,0, n = 1,25, m_д = 1,0, m_б.з = 1,0 - приняты в соответствии с указаниями СНиП II-56-77, ВСН 3-80 и настоящего Руководства;

Q_I = 1,15 · 1,0 · 1,25 · 1,0 · 48840 = 70207,5 кгс;

d = 12 см - толщина стенки кольцевого сечения;

h₀ = 0,6d = 0,6 · 160 = 96 см - рабочая высота сечения;

d - наружный диаметр кольца.

70207,5 < 0,7 · 1,0 · 215 · 12 · 96 = 173376 кгс - условие выполнено.

Расчет поперечной арматуры не производится при соблюдении условия

где k₁ = 0,6 - коэффициент;

b = 2d = 2 · 12 = 24 см - расчетная ширина элемента;

70207,5 < 0,6 · 1,0 · 13,5 · 24 · 96 = 18662,4 кгс - условие не выполнено, поперечная арматура определяется расчетом.

Расчет элементов со спиральной арматурой производится из условия Q_I £ Q_х.б.

Предельная поперечная сила, воспринимаемая бетоном и спиральной арматурой, определяется по формуле

Усилие в спиральной арматуре на единицу длины элемента в пределах наклонного сечения

где f_c - площадь спиральной арматуры;

и - шаг витков спиральной арматуры, принимаемый не более

(Измененная редакция).

Здесь k₂ = 2 - для тяжелого бетона.

Принимаем шаг арматуры u = 15 см.

откуда f_c = 0,75 см². Принимаем диаметр стержня 10 мм, f_c = 0,785 см².

Проверяем условия. Диаметр спиральной арматуры должен быть не менее 0,25 диаметра продольной арматуры и не менее 5 мм: 10 мм > 0,25 · 18 = 4,5 мм; для спиральной арматуры, устанавливаемой по расчету, должно соблюдаться условие , 207 > 81 кгс/см - условия выполнены.

6. РАСЧЕТ ПО ВТОРОЙ ГРУППЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ

Применение для армирования лицевой стенки арматуры класса A-IV в условиях среды среднеагрессивной степени относит рассчитываемый элемент к 3-й категории трещиностойкости (см. табл. 7 СНиП II-28-73^*).

В этом случае расчет по образованию и раскрытию трещин производится на усилия, полученные из статического расчета, выполненного с применением сдвиговых характеристик грунтов, равных j_II и c_II.

В условиях сильной сульфатной агрессии указанные элементы конструкции должны были бы рассчитываться на усилия, полученные из статического расчета по первой группе предельных состояний, так как они в этом случае попадали бы во 2-ю категорию трещиностойкости (см. табл. 7 СНиП II-28-73^* и табл. 15 СНиП II-21-75).

Статический расчет выполнен на рис. 5 по аналогии с расчетом на рис. 1.

Ординаты эпюры активного давления найдены по формуле

где значения l_а и l_ас определены по табл. 18 настоящего Руководства для j_II и c_II при d = 0,5j_II;

Ординаты эпюры пассивного давления определяем по формуле

где значения l_p и l_pс определены по табл. 20 настоящего Руководства для j_II и c_II при d = 0,5j_II;

Расчетные значения усилий в одной свае-оболочке с учетом перезаглубления стенки по расчету ее устойчивости на поворот вокруг точки крепления анкера определяются с учетом коэффициентов, полученных в расчете по первой группе предельных состояний:

M_II = 82,5 · 0,85 (1,6 + 0,1) 1,27 = 151,40 тс·м/м;

Q_II = 20,72 (1,6 + 0,1) 1,15 = 40,50 тс.

Продольная сила от веса надстройки и веса части сваи принимается из расчета по первому предельному состоянию (см. разд. 3 настоящего расчета). Сила трения от активного давления грунта до Ñ - 7,0 м