книги / Проектирование мостов и путепроводов на автомобильных дорогах

Ширину раскрытия трещин проверяем для середины ригеля (см. рис. 70, сечение I—/). Пользуясь таблицами, приведенными в СН 365—67, определяем значение величин, входящих в форму­ лу для определения ширины раскрытия трещин. Площадь сече­ ния Fа растянутой арматуры класса A-II из 14 стержней диамет­ ром 36 мм равна 142,5 см2. Изгибающий момент от нормативных

следовательно, трещиностойкость сечения ригеля посередине пролета обеспечена.

162

Проверку пролетного сечения II—II на трещиностойкость

можно не производить, поскольку М Ъ-п >А*/Н/ при одинаковой высоте сечения.

Проверка сечения на опоре на трещиностойкость. Норматив­

ный изгибающий момент на опоре Л1" без учета динамическо­ го коэффициента равен 515 тем; сечение армируется 16 стерж­ нями диаметром 36 мм арматуры класса A-III, Fa=162,9 см2;

£■а = 2 • 106 кгс/см2. Значения коэффициентов такие же, как и для

сечения I—/. Плечо внутренней пары сил z = 140 — 6,6-----— =

= 129,4 см, напряжение в арматуре

Расчет хомутов и отогнутых стержней

Для расчета хомутов и отогнутых стержней определяем глав­ ные растягивающие (скалывающие) напряжения на опорах и по­ середине ригеля аг.р по формуле (п. 3.27 СН 365—67)

,х

г— п0— — — плечо внутренней пары сил; b — ширина ригеля.

Хомуты и отогнутые стержни рассчитываем отдельно в про­ лете ригеля и на консоли.

Главные растягивающие напряжения: около опоры

в середине пролета

Прочность обеспечена.

Хомуты принимаем шестисрезные диаметром 10 мм из арма­ туры класса А-П с расчетным сопротивлением R a=2400 кгс/см2.

Внаклонное сечение попадает 12 хомутов. Шаг хомутов и*«=

=2 0 см; площадь сечения одного стержня /а.х =0,785 см2. Рас­ четное сопротивление

/?а.х = fn».xRa = 0,8 • 2400 = 1920 кгс/см2,

где та х —0,8 — коэффициент условий работы, принимаемой по п.1.17 СН 365—67.

Главные растягивающие напряжения, воспринимаемые хому­ тами,

Полное косое усилие, передающееся на отгибы и хомуты,

. akb = — ,6~h3,6 • 535 • 0,707-80 = 555000 кгс.

Косое усилие, передающееся на хомуты,

гх = \a k b = 1 1 ,3 - 535 • 0,707 • 80 = 345 000 кгс. Косое усилие, передающееся на отгибы,

z0 = zK — zx <=555000 — 345000 = 210000 кгс.

У края опоры количество отгибов арматуры класса А-Ш диа метром 36 мм при

Яа.о = ma.0R, = 0,8 • 3000 = 2400 кгс/см2 (Мгл -

— коэффициент условий работы отгибов)

Принимаем арматуру класса А-Ш из 9 стержней диаметром 36 мм.

Расчет хомутов и отогнутых стержней на консоли. Наиболь­

шая нормативная перерезывающая сила QA'H без учета динами­ ческого коэффициента равна —242,5 тс. Поперечные силы под

164

нагрузкой Ay иАи-зов сечениях /—I и II—II (см. рис. 71): Q ^ * = —

На опоре А=140 см, в сечении / —I А = 117 см, в сечении II— II Л=78 см. При толщине защитного слоя 5 см и высоте сжатой зоны 8 см находим ho и величины плеч внутренних усилий г а — = 129,4 см; z/—i = 108 см; гц -п =69 см.

Тогда главные растягивающие напряжения, определяемые по

Полное косое усилие, передающееся иа отгибы,

+ О9»5- * 1’4) + (17;1 -11.4) . 225 • 0,707 • 80 = 74500 + 87 200=

= 161 700 кгс.

На консоли количество отгибов арматуры класса A-III диа­ метром 36 мм при /?,.<> =0,8-3000=2400 кгс/см2

где / о*10,18 см2 — площадь одного стержня диаметром 36 мм.

165

Принимаем арматуру класса A-III из 8 стержней диаметром 36 мм.

Расчет по второму предельному состоянию производится со­ гласно п. 4.27 СН 365—67.

РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЯ РЕБРИСТЫХ РАЗРЕЗНЫХ ПРОЛЕТНЫХ СТРОЕНИЙ В ТЕМПЕРАТУРНО-НЕРАЗРЕЗНЫЕ

Трехпролетный путепровод запроектирован по схеме 3X18 м, габарит 13,25+С+13,25 м, тротуары по 1,5 м, опоры многостоеч­ ные на массивных фундаментах, пролетные строения длиной 18 м ребристые разрезные предварительно-напряженные (типовой проект Союздорпроекта № 384/31) со слоистыми резиновыми опорными частями. Требуется рассчитать шарнирное соединение при объединении трех разрезных пролетных строений длиной 18 м в трехпролетное температурно-неразрезное пролетное стро­ ение.

Плиту соединения рассчитывают на воздействие изгибающих моментов продольных и поперечных сил [15]. В стадии упругой работы плиту соединения рассчитывают на воздействие усилий, возникающих:

при поворотах и вертикальных перемещениях опорных сече­ ний балок от временной и второй части постоянной (нагрузки от элементов одежды ездового полотна) нагрузок, действующих на объединяемые пролетные строения;

при действии временной и постоянной нагрузок непосредст­ венно на плиту;

в результате сопротивления опорных частей перемещениям и при изменении температуры;

при действии тормозных нагрузок.

Углы поворота и вертикальные перемещения опорных сече­ ний определяют на основе нормативных нагрузок, остальные воздействия — на основе расчетных. Воздействие усадки и пол­ зучести балок на соединительную плиту учитывают согласно СН 365—67.

Определение усилия в соединительной плите от воздействия вертикальных нагрузок (рис. 73). 1. Геометрические характери­ стики балок пролетного строения: длина /= 1 8 м, высота 1,2 м;

положение центра тяжести сечения от верха балки # „=0,434 м, момент инерции балки / б =123,75* 10б см4.

С учетом слоев одежды (подготовительный слой из бетона марки 200 3 см, цементобетонное покрытие 8 см) площадь сече­ ния балки

166

F'cp = 0,67 + 2,2 X 0,03 X -2Ц- + 2,2 X 0,08 X

350

350

= 0,67 + 0,05 + 0,176 = 0,896 м2; положение центра тяжести

+ 0,176 • ЮЧЗО.в + в)2-

-166,2 • 106 см4.

2.Изгибающий момент в средней балке от второй части нормативной постоянной на­ грузки (вес дорожной одежды

ибетона омоноличивания сты­ ков плит):

167

Итого вес покрытия

=тс/пог. м.

Бетон омоноличнвання при расстояниях между балками 2,2 м н толщине слоя 15 см

£" = 0,8 X 0,15 х 2,5 = 0,30 тс/пог. м.

Вес второй части постоянной нагрузки

^11 = 0,63 0,30 = 0,93 тс/пог. м.

Для учета несоответствия фактических значений угла пово­ рота теоретическим, согласно [15], вводим коэффициент 0,7, тог­ да ф»р= 11,92-10~4 -0,7=8,34-10 -4 .

6.Принимаем длину соединительной плиты /„=125 см, тол­ щину 13,5 см (толщина плиты балки 15 см за вычетом толщины прокладки по ребру 1,5 см).

7.Вертикальное перемещение (вниз) опорного сечения сое­ динительной плиты, вызываемое поворотом опорного сечения балки от временной нагрузки, определяем по формуле

где с — расстояние между осями опираиия смежных пролетных строений (см. риС. 27, а).

8. Момент инерции соединительной плиты с учетом слоев бе­ тонной одежды, лежащей на ней, определяем, приведя каждый слой по модулю упругости к эквивалентному слою, причем для слоев, лежащих выше изоляции, приведение не делается. Та­ ким образом,

168

Собственный вес плиты £пл = 1*0 • 0,135 • 2,5 = 0,34 тс/м;

собственный вес проезжей части ч = 1,0 • 0,03 • 2,4 + 1,0 • 0,01 • 1,1 + 1,0 • 0,08 • 2,5 =

= 0,283 тс/м.

Расчетная нагрузка

g ^ ,— 0,283- 1,5 + 0,34- 1,1=0,799 тс/м (п = 1 , 1 —для плиты, п =*1,5 — для покрытия);

Изгибающий момент

Суммарный изгибающий момент в опорном сечении соедини­ тельной плиты от действия временной нагрузки НК-80 и второй части постоянной нагрузки

М™ = - (0,901 + 1,76 + 0,104) = -2 ,7 7 тсм/м.

10. Определение изгибающего момента в опорном сечении соединительной плиты от местного-воздействия постоянной на-

грузки и временной Н-30. Давление на колеса от Н-30 Р = 12— = 6 т, динамический коэффициент (1 + ц) = 1,3 [24] и п=1,4—

—коэффициент перегрузки, тогда Р£= 1,3-1,4-6= 10,92 тс. Распределение сосредоточенной нагрузки: вдоль пролета с=

=0,2+2x0,12=0,44 м; поперек моста Ь=1П—а+6=1,25—0,2+ + 0,6=1,65 м; интенсивность давления от колеса Н-30 р=р :с= = 10,92:0,44 = 24,8 тс/м.

Изгибающий момент от временной нагрузки Н-30 в опорном

Суммарный изгибающий момент от местного действия вре­ менной нагрузки Н-30, собственного веса плиты и покрытия, а также второй части постоянной нагрузки на пролетах

М"я = — (1,15 + 0,104 + 0,901) = — 2,16 тем.

170