СП 268.1325800.2016 «Транспортные сооружения в сейсмических районах. Правила про»

8.1Расположение мостов

8.2Основные требования к конструкции

• мосты с разрезными пролетными строениями в виде стальных, железобетонных и сталежелезобетонных плитно-балочных конструкций, стальных ферм, а также арок с воспринятым распором;
• мосты с неразрезными пролетными строениями;
• мосты рамной и рамно-неразрезной систем;
• висячие и вантовые мосты;
• арочные шарнирные и бесшарнирные мосты, в том числе арочные мосты со сводами из стальных гофрированных оцинкованных листов, соединенных болтами.

• объекты, расположенные вблизи активных тектонических разломов (в зонах очагов возможных землетрясений);
• сооружения на участках проявления вторичных эффектов землетрясений, включая цунами;
• мосты, расположенные на кривых в плане;
• мосты с косыми в плане пролетными строениями;
• мосты с периодом собственных колебаний в горизонтальной плоскости более 1,5 с;
• все объекты класса сейсмостойкости I.

где L - длина пролетного строения, м;

S - расстояние от торца пролетного строения до края подферменной плиты, см.

8.3Нагрузки и воздействия

• нагрузка от собственного веса конструкций;
• гидростатическое давление (взвешивающее действие воды);
• давление потока воды на опоры;
• воздействие усадки и ползучести бетона;
• воздействие осадки грунта;
• воздействие предварительного напряжения железобетонных конструкций;
• регулирование усилий в стальных пролетных строениях с железобетонной плитой проезжей части.

1,0 - для постоянных нагрузок и воздействий, сейсмических нагрузок, учитываемых совместно с постоянными нагрузками и воздействиями;

0,8 - для сейсмических нагрузок, действие которых учитывается совместно с нагрузками от подвижного состава железных, автомобильных и городских дорог;

0,7 - для нагрузок от подвижного состава железных дорог;

0,5 - для нагрузок от подвижного состава автомобильных и городских дорог.

Примечание -Для мостов на особогрузонапряженных железнодорожных магистралях, на автомагистралях категории IА, скоростных дорогах и магистральных улицах общегородского значения коэффициент сочетания к нагрузкам от транспортных средств может быть увеличен по согласованию с заказчиком исходя из расчетной интенсивности движения.

Примечание - При проектировании мостов неразрезной, рамной и арочной систем следует учитывать дополнительные усилия в конструкциях, возникающие из-за различия наибольших амплитуд и асинхронности горизонтальных колебаний вдоль и поперек оси моста фундаментов мостовых опор при существенном различии их оснований по сейсмическим свойствам.

Примечание - При проектировании мостов класса сейсмостойкости I следует выполнять поверочные расчеты несущих конструкций на воздействие в виде акселерограмм колебаний грунта, соответствующих сейсмичности района строительства, с приведением выбранных записей к акселерограммам толчков расчетной для сооружения силы умножением ускорений на поправочные коэффициенты согласно 8.3.30.

Примечание - При определении сил инерции от масс опоры с фундаментом в виде свайного ростверка допускается считать сваи невесомыми. При этом расчетный вес (массу) плиты ростверка увеличивают на 25 % суммарного веса (массы) свай.

Примечание - Для грунтов с условным сопротивлением сжатию R ≥ 50 тс/м² единичные перемещения от поворота фундамента мелкого заложения в грунте могут не учитываться.

где Q - расчетный вес подвижного состава, определяемый для отдельных фрагментов сооружения согласно 8.3.24.

где K1 - коэффициент, учитывающий влияние на сейсмическую нагрузку снижения жесткости сооружения и увеличение рассеяния энергии колебаний из-за появления трещин и пластических деформаций в конструкциях и грунтах основания;

K2 - коэффициент, позволяющий уточнять исходную сейсмичность по данным о сейсмическом режиме местности;

СП 268.1325800.2016

K3 -коэффициент инженерно-геологической обстановки на участке строительства;

K4 - коэффициент рельефа местности, определяемый расчетом по данным изысканий;

Kψ - коэффициент, учитывающий отклонение декремента колебаний объекта от стандартного значения, в том числе за счет работы демпферов;

A -соответствующая исходной сейсмичности наибольшая амплитуда ускорения колебаний грунта, выраженная в долях ускорения свободного падения; βi - коэффициент динамичности, соответствующий i -му тону собственных колебаний моста; ηik - коэффициент формы колебаний моста;

Qk - отнесенный к точке k расчетный вес сооружения, определяемый в необходимых случаях с учетом присоединенной к опорам массы воды (разжиженного грунта) и нагрузок от подвижного состава железных, автомобильных и городских дорог с коэффициентом надежности по нагрузке γ f согласно СП 35.13330.

0,50 - для мостов класса сейсмостойкости I;

0,37 - для мостов класса сейсмостойкости II;

0,25 - для мостов класса сейсмостойкости III.

где δI с.р - поправка на сейсмический режим местности по данным изысканий; δI гр - поправка на инженерно-геологические условия по данным изысканий.

где h - относительный коэффициент затухания по основной форме колебаний сооружения в долях критического затухания, определяемый на основании данных динамических испытаний близких по конструкции сооружений.

Для сооружений, не имеющих испытанных аналогов или оборудованных гасителями колебаний, коэффициент h находят посредством расчета поглощения энергии колебаний, учитывающего характеристики поглощения энергии в окружающей среде, конструкциях сооружения и гасителях колебаний (приложение Б).

Примечание - В зависимости от результатов динамических испытаний и расчета влияния среды конструкции сооружения и демпферов на процесс затухания колебаний значение коэффициента Kψ принимают от 0,7 до 1,5. При отсутствии данных об относительном коэффициенте затухания h допускается принимать K ψ = 1,0.

Примечание - При проектировании мостов произведение коэффициентов K2, K 3 , K 4 и величины A принимается не более 0,4.

Примечание - Для сооружений класса сейсмостойкости I коэффициент динамичности допускается уточнять на основании анализа записей колебаний грунта временной сетью регистрации землетрясений на участке строительства.

Таблица 8.1 Коэффициенты динамичности βi для грунтов категорий I, II, III по сейсмическим свойствам

где xik и xij - смещения сооружения при собственных колебаниях по i -й форме в точках k и j ;

Qj - расчетный вес сооружения, отнесенный к точке j .

Примечание - При различии переносных ускорений масс, в том числе из-за неодинаковой интенсивности или несинхронности колебаний грунта в основаниях опор моста, следует использовать обобщенную формулу (В.39) приложения В для определения коэффициента формы колебаний сооружения.

где γ - удельный вес грунта насыпи, определяемый с учетом коэффициента надежности γ f по 8.3.3 и СП 35.13330;

B - расчетная ширина устоя в плоскости задних граней, на которую распределяется сейсмическое давление грунта;

H -высота насыпи, считая от подошвы фундаментной плиты до подошвы шпал железнодорожных мостов и до низа дорожного покрытия автодорожных и городских мостов; μc - коэффициент бокового давления грунта насыпи в условиях сейсмического воздействия.

Примечание - Значение φн следует принимать по указаниям СП 35.13330.

Таблица 8.2 Коэффициент бокового давления грунта при сейсмическом воздействии

Примечание - При дробных значениях расчетной сейсмичности и промежуточных величинах угла φн коэффициент μc определяют по интерполяции.

Примечание - Дополнительная нагрузка в виде отрицательных сил трения на сваи не учитывается совместно с силами инерции от масс грунта, воды и сооружения.

8.4Расчеты на сейсмостойкость

N

где Nр - расчетное усилие в рассматриваемом сечении; nр - число учитываемых в расчете форм собственных колебаний объекта;

Ni - усилие в рассматриваемом сечении от нагрузки, соответствующей i -й форме собственных колебаний объекта.

где Sk - расчетная сейсмическая нагрузка от массы mk ;

Sik - сейсмическая нагрузка от массы mk , соответствующая i -й форме собственных колебаний объекта.

Силы трения между подошвой фундамента мелкого заложения на немерзлых или оттаивающих многолетнемерзлых грунтах следует принимать по СП 35.13330.

Понижающий коэффициент условий работы, учитывающий влияние сейсмического воздействия на силы трения между подошвой фундамента и основанием из песчаных или глинистых грунтов, следует принимать по СП 24.13330 как для сопротивления этих грунтов по боковой поверхности свай при землетрясениях.

Примечание - Для стержневой арматуры с относительным удлинением при разрыве δ ≤ 10 % коэффициент, учитывающий кратковременность сейсмической нагрузки, равен 1,0.

Примечание - При расчете свайных фундаментов коэффициент условий работы для корректировки значения расчетного сопротивления водонасыщенного песчаного грунта под нижними концами свай допускается принимать таким же, как для корректировки расчетных сопротивлений того же грунта по боковой поверхности свай.

• в сечениях по подошве фундаментов, заложенных на нескальном грунте, e0 ≤ 1,5R ;
• в сечениях по подошве фундаментов, заложенных на скальном выветрелом и сильновыветрелом грунте, e0 ≤ 2,0R, где R - радиус ядра сечения по подошве фундамента со стороны более нагруженного края сечения.

Примечание - Амплитуды колебаний оголовков опор и торцов пролетных строений при сейсмическом воздействии следует определять как сумму амплитуд колебаний расчетной толщи грунта и конструкций опор.

где A1 , A2 и A3 - наибольшие амплитуды колебаний подферменных плит опор № 1-3 поперек оси моста при расчетном сейсмическом воздействии;

L1 и L2 - длины пролетных строений, примыкающих к опоре № 2.

9.1Трассирование тоннелей

9.2Основные требования к конструкции

• уменьшения напряжений в обделке за счет выбора ее формы и рационального распределения по сечению масс и жесткостей;
• снижения сейсмических нагрузок на обделку тоннеля за счет увеличения сейсмической жесткости грунтов окружающего массива путем проведения мероприятий по его инъекционному укреплению, анкерованию обделки в массив и пр.;
• поглощения деформаций вдоль оси тоннеля антисейсмическими швами.

9.3Расчеты на сейсмостойкость

• на основные сочетания нагрузок;
• особые сочетания, включающие постоянные нагрузки и сейсмическое воздействие.

А.2Буферы

А.2.1 В качестве буферов применяют резиновые прокладки, резинометаллические элементы и конструкции из стали с тарельчатыми пружинами.

Возможность использования в антисейсмических устройствах мостов резинометаллических элементов, применяемых в вагоностроении для уменьшения вибраций подвижного состава железных дорог, подтверждена испытаниями этих элементов на сжатие.

Испытания проводили с элементами, каждый из которых представлял собой резиновую прослойку толщиной 40 мм, заключенную между двумя стальными пластинками, которые имеют в плане форму прямоугольника с размерами 220×265 мм (рисунок А.2). Углы пластин закруглены радиусом 30 мм. Очерченные по параболе боковые поверхности резиновой прослойки вогнуты внутрь элемента.

Рисунок А.2 -Резинометаллический элемент буферного устройства

Для получения необходимой способности к поглощению энергии удара резинометаллические элементы могут собираться в пакеты. В данном эксперименте испытывали пакеты из трех элементов с доведением нагрузки на пакет до 800 кН. Нагрузка прикладывалась ступенями по 100 кН. Каждая ступень нагрузки выдерживалась 3-4 мин. Испытания проводились при температуре 18 °С-20 °С.

По результатам эксперимента построена зависимость осевой деформации пакета от сжимающей нагрузки (рисунок А.3). Среднее значение деформации испытанных пакетов при наибольшей нагрузке составило 27 мм. Отклонение для наименее и наиболее жестких пакетов находилось в пределах 15 % среднего значения деформации.

Рисунок А.3 Диаграмма сжатия комплекта из трех резинометаллических элементов

Следует отметить значительную кривизну диаграммы сжатия. Модуль упругости резины в пакете в начале нагружения составлял примерно 35 МПа, а в среднем для всего диапазона нагрузки - 75 МПа.

Повышение жесткости пакета с ростом нагрузки объясняется изменением конфигурации боковых поверхностей резиновых прослоек, увеличением площади их поперечного сечения, а также уменьшением объема микропор резины.

Наибольшая нагрузка воспринималась пакетами без разрушения, несмотря на то что уже при нагрузке 400 кН на боковых поверхностях резиновых прослоек появлялись заметные горизонтальные трещины. В связи с этим пакеты были испытаны на выносливость десятикратным нагружением с доведением силы сжатия за короткий промежуток времени (30 с) до 800 кН с последующей разгрузкой. После этого пакеты вновь подвергались постепенному сжатию с увеличением нагрузки ступенями по 100 кН. Сопоставление диаграмм сжатия, полученных до и после испытаний на выносливость, показало, что резинометаллические элементы в целом сохранили прочность и жесткость после испытаний на выносливость, хотя среднее значение для пяти пакетов наибольшей деформации сжатия уменьшилось примерно на 10 %.

Партия из 20 резинометаллических элементов была испытана на сжатие (в том числе при отрицательной температуре минус 30 °С) и на сдвиг. Сжатие двух элементов нагрузкой 2200 кН не привело к их разрушению. По свойствам резины срок службы буферов составляет не менее 60 лет.

Проведенные испытания позволяют сделать вывод о том, что резинометаллические элементы можно использовать в буферных антисейсмических устройствах мостов. Принимая во внимание значительный разброс упругих характеристик резины, следует проводить выборочные испытания элементов, предназначенных для установки на больших мостах. Необходимое число буферных устройств и резинометаллических элементов в каждом из них определяется расчетом, учитывающим прочностные и деформативные характеристики элементов.

А.2.2 В качестве буферов применяют также стальные конструкции, рабочим органом которых являются тарельчатые пружины. Буфер железнодорожного моста с пролетными строениями в виде ферм с ездой поверху показан на рисунке А.4.

Рисунок А.4 Буфер, установленный в рабочее положение

На данном объекте буферные устройства установлены в скошенные концы крайних ферм. Каждый буфер выполнен в виде массивного стального сердечника, воспринимающего удар и опирающегося тыльной стороной головки на комплект тарельчатых пружин из рессорнопружинной стали. Пружины помещены в стальной корпус, защищающий их от атмосферного воздействия и засорения. Корпус буфера крепится болтами к узловым фасонкам фермы. Всего на мосту установлены четыре буферных устройства, рассчитанных на длительную эксплуатацию в условиях сурового климата. Общая масса буферов составляет 700 кг.

Рисунок А.5 -Буферное антисейсмическое устройство с тарельчатыми пружинами

Для изготовления опытной партии тарельчатых пружин для буферов сталежелезобетонных пролетных строений (рисунок А.5) использовалась сталь марки 60С2А по ГОСТ 14959-79. Пружины имели внешний диаметр D = 300 мм, внутренний диаметр d = 122 мм, толщину δ = 20 мм, высоту внутреннего конуса f = 6 мм. Фактические размеры пружин отличались от расчетных в пределах допусков. Пружины испытывались на твердость, жесткость, прочность и выносливость.

Проверка твердости проводилась на трех образцах, изготовленных из той же партии металла, что и пружины, и имеющих с ними одинаковую толщину. Твердость по Роквеллу термообработанных образцов составила от 43 до 45 единиц. Проверка соответствия деформации пружин при предельной рабочей нагрузке (450 кН) требуемому значению 7,8 мм проводилась выборочным контролем 10 % пружин партии. Измеренный прогиб комплекта из двух пружин при нагрузке 450 кН в среднем составлял 8,1 мм (рисунок А.6). При этом отклонение контролируемой деформации от расчетного значения было 4 % при допускаемом отклонении ±5 %.

Рисунок А.6 Диаграмма сжатия комплекта из двух тарельчатых пружин при кратковременном нагружении

Прочность пружин проверялась заневоливанием (полным сжатием) комплектов в течение 24 ч. Все три комплекта успешно прошли испытания на полное сжатие (рисунок А.7). После разгрузки пружины не имели трещин и надрывов.

1 - нижняя плита; 2 - верхняя плита; 3 - болт; 4 - гайка; 5

• тарельчатая пружина

Рисунок А.7 Испытание тарельчатых пружин на полное сжатие

Проверка выносливости проводилась многократным нагружением (100 циклов) от Pmin = 0 до P max = 450 кН трех комплектов пружин. Высота внутреннего конуса пружин в свободном состоянии после испытаний на выносливость уменьшилась в среднем на 0,2 мм. Трещин и надрывов пружины не получили. Таким образом, испытаниями было установлено, что партия пружин удовлетворяет требованиям норм к этим изделиям и может быть использована при строительстве в буферных антисейсмических устройствах мостов.

А.3Анкеры

Вертикальные анкеры устанавливают в целях повышения устойчивости опор и пролетных строений против опрокидывания, а также для предотвращения повреждений конструкций, возникающих при подбрасывании опорных узлов балок, ферм и рам. Горизонтальные анкеры могут использоваться для повышения сопротивления устоев и пролетных строений сдвигу вдоль оси моста в направлении русла.

При расчетной сейсмичности 9 баллов пролетные строения с ездой поверху длиной от 18,8 до 34,2 м закрепляют за середины домкратных балок. Анкер устроен в виде стальной шарнирной конструкции (рисунок А.8). Масса металла анкерных устройств на одно пролетное строение составляет около 270 кг.

Пролетные строения длиной 45,8 и 55,8 м закрепляются за домкратные балки в местах постановки ребер жесткости с помощью тяг из уголков, заделанных в подферменные плиты опор. Масса металла анкерных устройств на одно пролетное строение длиной 45,8 и 55,8 м составляет примерно 1700 кг.

При совместном учете сейсмической нагрузки и веса железнодорожных ферм с ездой понизу в анкерных устройствах по расчету не возникает растягивающих сил. Поэтому для всей серии этих конструкций в диапазоне пролетов от 33 до 110 м анкерные устройства приняты одинаковыми облегченного типа с массой 336 кг стали, достаточной для предотвращения подбрасывания ферм, оказавшихся поблизости от эпицентра землетрясения.

1 - домкратная балка пролетного строения; 2 - анкерное устройство; 3 - опора; 4 -высокопрочные болты

Рисунок А.8 Анкерные устройства для сталежелезобетонных пролетных строений длиной до 34,2 м

Анкеровка балочных разрезных сталежелезобетонных пролетных строений на автомобильных дорогах осуществляется таким же способом, как для железнодорожных балок и ферм. Для пролетного строения длиной 42,6 м масса анкерного устройства для закрепления одного конца конструкции составляет 122,7 кг.

А.4Сцепные устройства

А.4.1 Разрезные пролетные строения могут обрушиться из-за сейсмодеформаций грунта и опор, приводящих к горизонтальным перемещениям подферменных плит из проектного положения. При возможных сейсмотектонических и оползневых перемещениях грунта в створе моста, а также при асинхронных колебаниях опор прибегают к уширению подферменных площадок опор или устанавливают сцепные антисейсмические устройства, ограничивающие не только относительные горизонтальные, но и относительные вертикальные перемещения смежных концов соседних ферм (балок). Сцепное устройство рассчитывают так, чтобы оно выдерживало опорную реакцию повисающей конструкции.

А.4.2 Конструктивное решение сцепки в каждом конкретном случае определяется ее функцией и типом пролетного строения. Для объединения металлических и сталежелезобетонных балок со сплошной стенкой обычно используются накладки, прикрепляемые к вертикальным листам главных балок болтами. Отверстия под болты в стенке одной из балок делают овальными, для того чтобы не возникало температурных напряжений в конструкции и обеспечивалась свобода поворота концов пролетного строения. При необходимости соединения сталежелезобетонного пролетного строения с железобетонным или двух железобетонных конструкций сцепное устройство может быть закреплено на железобетонных ребрах или плите.

А.4.3 Сцепные устройства стальных ферм устанавливают в узлах пролетных строений. Типовое сцепное устройство железнодорожных ферм состоит из вертикальных листов, поперечных планок и опорного стержня. Отверстия в узловых фасонках под болты и опорный стержень сверлят по месту с учетом фактического положения пролетных строений. Отверстия под опорный стержень в вертикальных листах сцепного устройства делают овальными. Размеры отверстий подбирают из условия свободы линейных и угловых перемещений соединяемых концов ферм. Диаметр опорного стержня определяют расчетом на срез и смятие под нагрузкой от собственного веса фермы. Масса металла, необходимого для сцепки ферм с ездой поверху длиной 55 м, составляет 900 кг.

А.5Прерыватели колебаний

А.5.1 Прерыватели колебаний (гидравлические стопоры) используются для перераспределения усилий в системе с более нагруженных частей сооружения на менее нагруженные. Например, если скальные грунты по оси мостового перехода залегают глубоко, при проектировании моста неразрезной системы целесообразно перераспределить сейсмическую нагрузку от массы пролетного строения с анкерной опоры на все или часть опор моста.

Гидравлические стопоры состоят из заполненного жидкостью полого цилиндра, в котором размещается шток, соединенный с перфорированным диском. Концы цилиндра и штока соединяются с конструкциями моста, могущими совершать перемещения друг относительно друга.

Гидравлические стопоры могут работать в двух режимах (рисунок А.9). Первый режим относится к медленно изменяющимся воздействиям (изменение температуры среды, ползучесть и усадка бетона). При таких воздействиях требуется незначительное усилие для перемещения перфорированного диска в заполненном жидкостью цилиндре. Таким образом, в обычных условиях эксплуатации стопор не ограничивает перемещений соединяемых конструкций и практически не влияет на напряженно-деформированное состояние моста.

При быстрых относительных перемещениях смежных частей моста, возникающих при землетрясениях, стопор блокирует эти перемещения, работая как жесткая связь, соединяющая разделенные деформационным швом части сооружения. Изменение динамической расчетной схемы моста с балочной неразрезной на рамную с продольно-неподвижными опорными частями на всех или части опор может существенно уменьшить усилия в анкерной опоре и повысить сейсмостойкость моста в целом.

Рисунок А.9 Схема работы гидравлического стопора

А.5.2 Прерыватели колебаний могут использоваться также при строительстве висячих и вантовых мостов, в особенности в районах прохождения тайфунов, глубоких очагов разрушительных землетрясений и при расположении пилонов в акватории морей, в целях обеспечения динамической устойчивости пилонов моста при воздействии турбулентного воздушного потока, штормовых и сейсмических волн. Прерыватели устанавливают в целях уменьшения периода собственных поперечных колебаний пилонов на период постройки до безопасного уровня. Схема подкрепления пилона вантового моста показана на рисунке А.10.

m

1 - m

4 - массы частей пилона

Рисунок А.10 Схема установки прерывателя колебаний

А.6Гасители колебаний

А.6.1 Масса пролетного строения неразрезной системы длиной более 500 м нередко превышает 10 000 т, а сейсмическая нагрузка от этой массы достигает нескольких тысяч тонн. При расчетной сейсмичности 9 баллов приемлемые решения по расходу материалов получаются только в том случае, когда основанием массивного фундамента анкерной опоры служит скальный грунт.

Если прочные коренные породы залегают глубоко, принимают специальные меры для уменьшения сейсмической нагрузки и амплитуд горизонтальных колебаний сооружения. К таким мерам относятся снижение массы пролетного строения за счет использования высокопрочной стали в главных балках, связях и плите проезжей части, распределение продольной сейсмической нагрузки от массы пролетного строения на несколько промежуточных опор, применение антисейсмических устройств для гашения колебаний (демпферов).

А.6.2 Характерный пример применения демпферов - виадук через долину реки в районе сейсмичностью 9 баллов.

Виадук имеет общую длину около 900 м при высоте опор в средней части перехода более 40 м. Пролетное строение запроектировано из стали, имеет коробчатое сечение с верхней ортотропной плитой. Высота главной балки 3,6 м, ширина проезжей части 11,5 м. Деформационный шов, устроенный над одной из промежуточных опор, делит пролетное строение на две неравные части длиной 810 и 100 м.

Большая секция пролетного строения запроектирована в виде неразрезной балки, перекрывающей десять пролетов длиной от 53 до 126 м. Масса неразрезной секции составляет 10 785 т.

Коренные породы в створе виадука представлены мергелем, песчаником и аргиллитом. В зоне выветривания на глубину до 5 м от кровли скальные грунты имеют низкую прочность.

На склонах долины коренные породы перекрываются чехлом делювиальных и оползневых накоплений, представленных суглинками и глинами с включением обломочного материала. Мощность четвертичных отложений колеблется от 3 до 17 м.

Пойму и русло реки слагают аллювиальные и аллювиально-лиманные отложения (гравий, галька, глина). Вскрытая разведочными скважинами мощность галечников достигает 29 м.

Основная часть виадука запроектирована в виде рамно-неразрезной системы с неподвижными опорными частями на семи промежуточных опорах большой высоты и подвижными опорными частями на четырех крайних низких опорах (рисунок А.11).

1 - неподвижные опорные части; 2 - подвижные опорные части; 3 - гидравлические демпферы; № 1-№ 11 - опоры

Рисунок А.11 Расчетная схема виадука

Колебания опор с большой амплитудой вдоль оси перехода способны повредить опорные части, деформационные швы и другие конструкции виадука. Для уменьшения сейсмической нагрузки от массы пролетного строения и ограничения амплитуды колебаний предельно допустимым значением 25 см между неразрезным пролетным строением и жесткими концевыми опорами установлены гидравлические гасители колебаний.

А.6.3 Сущность работы гидравлического демпфера представлена зависимостью его реакции от скорости нагружения. Из графика (рисунок А.12) видно, что демпфер слабо реагирует на медленное нагружение (на изменение длины пролетного строения от перепада температур в течение суток), но создает значительное сопротивление сейсмическим колебаниям, которые в данном случае имеют скорость около 0,5 м/с.

Рисунок А.12 Зависимость реакции демпфера от скорости его нагружения

Гасители колебаний выпускаются для осевых нагрузок до нескольких сотен тонна-сил и возможных относительных перемещений соединяемых частей моста до 450 мм и более. От этих исходных данных зависят диаметр цилиндрического корпуса и его длина.

Корпус демпфера имеет надежную защиту от неблагоприятных атмосферных воздействий. Для защиты от коррозии наружные поверхности корпуса покрываются грунтовкой из слоя цинка с последующей окраской двумя слоями краски. Внутренние поверхности демпфера имеют специальное покрытие, разработанное предприятием-изготовителем. В качестве рабочей жидкости используется силиконовое масло, содержащее присадки для защиты от старения. Рабочая жидкость имеет характеристики, малоизменяющиеся в широком диапазоне температур.

Демпферы запроектированы в предположении, что температура воздуха изменяется в пределах от минус 20 °С до плюс 50 °С. При землетрясении в течение короткого промежутка времени гашения колебаний моста температура рабочей жидкости может возрасти до 200 °С.

Расчетный срок службы гидравлических демпферов не менее 30 лет. Устройства не требуют обслуживания при эксплуатации, но предприятие-изготовитель рекомендует проводить осмотр демпферов с периодичностью один раз в три года.

А.7Амортизаторы

А.7.1 Амортизаторами являются конструкции и устройства, позволяющие уменьшать сейсмическую нагрузку от масс и регулировать распределение нагрузки между частями сооружения. К амортизаторам относятся гибкие опоры с парными стойками, резиновые опорные части, устройства с рабочим органом в виде тарельчатых пружин и ряд других конструкций.

При строительстве опор виадуков в сейсмических районах применяют рамные железобетонные опоры, имеющие вертикальные или наклонные стойки из сборного (монолитного) железобетона. Такое конструктивное решение позволяет уменьшить массу опор и получить оптимальные динамические характеристики виадука, что дает возможность максимально понизить сейсмическую нагрузку от масс опор и пролетного строения.

Виадуки с рамными опорами часто сооружаются в районах пересечения железной дорогой горных хребтов. Опоры таких мостов обычно проектируют в виде одноярусных и двухъярусных пространственных рам. В качестве стоек опор используют железобетонные столбы диаметром поперечного сечения 0,8 м и длиной 15 м. Плиты фундаментов, горизонтальные диафрагмы и насадки выполняют из монолитного железобетона. Высоту рамных опор обычно принимают до 35 м от обреза фундаментов.

А.7.2 Конструкции железобетонных опор с телом в виде монолитных парных стоек применяют при строительстве эстакад и виадуков на автомобильных и городских дорогах.

По расчету на температурное и сейсмическое воздействия промежуточные опоры рамнонеразрезной части виадука (рисунок А.13) приняты гибкими в виде рамных надстроек над цоколем с небольшой жесткостью стоек в направлении оси перехода (высота стоек до 28,5 м; толщина 1,2 м). Верх стоек объединен железобетонным ригелем.

Рисунок А.13 Промежуточная опора виадука

Сейсмическая нагрузка от масс пролетного строения зависит от периода собственных колебаний сооружения, уменьшаясь примерно в 2,5 раза при увеличении периода от интервала резонансных периодов (0,1-0,5 с для средних грунтов) до периодов, расположенных вне зоны резонансных колебаний (1,2 с и выше).

Назначением высоты гибких стоек в интервале 25-30 м можно получить оптимальные динамические характеристики опоры и существенно снизить напряжения в рамной надстройке и силы (моменты), передаваемые на цоколь и свайное основание (рисунок А.14). В случае применения стоек большей длины усилия в сечениях опоры уменьшаются незначительно, однако повышение гибкости опоры приведет к существенному росту амплитуд колебаний ригеля и повышению напряжений за счет роста эксцентриситета нагрузки от собственного веса пролетного строения.

Рисунок А.14 Зависимость момента в уровне подошвы плиты фундамента от высоты парных стоек

А.8Комбинированные антисейсмические устройства

А.8.1 К поражающим факторам землетрясений относятся инерционные силы горизонтального и вертикального направлений, сейсмическое боковое давление грунта, сейсмическое давление воды, удары в швах между смежными секциями моста, смещения фундаментов опор из проектного положения при распространении сейсмических волн, тектонические разрывы, оползни береговых склонов, обвалы бортов ущелий, осадки покровных отложений и др. Перечисленные факторы обычно проявляются в различных сочетаниях в зависимости от региональных сейсмотектонических и местных инженерно-геологических условий.

Многофакторный характер сейсмической опасности требует разработки при проектировании мостов комплекса мер антисейсмической защиты. В качестве примера комплексных антисейсмических мероприятий в настоящем приложении рассмотрены меры защиты от землетрясений железнодорожного моста.

Мост сооружен на участке с неблагоприятными тектоническими условиями. По оси моста залегают слабовыветрелые гранодиориты, нарушенные на участке шириной 30 м тектоническим разломом. В зоне разлома скальная порода раздроблена до состояния щебня. Монолитные устои и сборно-монолитные промежуточные опоры вынесены из зоны дробления. Пролеты моста перекрыты стальными фермами с ездой поверху. Фундаменты всех опор массивные мелкого заложения.

С учетом неблагоприятных тектонических условий были разработаны дополнительные меры антисейсмической защиты мостового перехода, направленные против сброса пролетных строений с опор, подбрасывания опорных узлов ферм, обрушения ферм при возможном выходе тектонических разрывов на поверхность участка мостового перехода, а также против повреждения конструкций от ударов ферм в шкафные стенки устоев. Для защиты моста на опорах и пролетных строениях установлены стопорные, анкерные, сцепные и буферные устройства (рисунок А.15).

1 - стопорные и анкерные устройства; 2 - сцепные устройства; 3 - буферы; № 1-№ 4 опоры

Рисунок А.15 Балочный мост, построенный на участке с неблагоприятными тектоническими условиями

А.8.2 Совмещение в одной конструкции двух и более функций рассмотренных антисейсмических устройств позволяет уменьшить расход материалов на антисейсмическую защиту мостовых сооружений. В связи с этим в мостостроении нашли широкое применение комбинированные устройства.

Для железнодорожных ферм длиной 55 м с ездой поверху было запроектировано комбинированное антисейсмическое устройство, препятствующее сдвигу опорных узлов поперек оси моста и их подбрасыванию. Устройство (рисунок А.16) состоит из нижнего упора, связанного с опорой анкерными болтами диаметром 36 мм, верхнего упора, прикрепленного к ферме высокопрочными болтами диаметром 22 мм, и шпильки диаметром 50 мм. Анкерные болты заделываются с помощью эпоксидной смолы в оголовок опоры. Расход стали в устройствах на защиту одной фермы составляет 1190 кг.

1 - нижний упор; 2 - верхний упор; 3 - шарнир

Рисунок А.16 Комбинированное антисейсмическое устройство для защиты ферм длиной 55 м

А.8.3 Комбинированное устройство применено также для сталежелезобетонного пролетного строения длиной 45,8 м (рисунок А.17). Эта конструкция защищает пролетное строение от поперечного сдвига и подбрасывания опорных узлов, а также смягчает удары пролетного строения в стопоры. В качестве буферов здесь использованы резинометаллические элементы, работающие на сжатие.

1 - железобетонный стопор; 2 - стальной упор; 3 - анкерные болты; 4 - резинометаллический элемент

Рисунок А.17 Комбинированное антисейсмическое устройство сталежелезобетонного пролетного строения длиной 45,8 м

А.8.4 Пролетные строения из пустотных плит длиной от 15 до 18 м могут применяться во всех сейсмически опасных районах. Для закрепления плит от смещения вдоль и поперек оси моста, а также от подбрасывания их при землетрясении в крайних плитах пролетного строения по оси опирания устанавливаются закладные детали, к которым приваривается антисейсмическое устройство с вертикальной трубой на конце (рисунок А.18). Труба надевается сверху на анкерный болт, заделанный в ригеле или насадке опоры. Перемещения плиты относительно насадки в вертикальном направлении ограничиваются шайбой, которая приваривается к анкерному болту на 10 мм выше верхнего конца трубы и закрепляется сверху гайкой. Расход стали на четыре устройства, закрепляющие одно пролетное строение, составляет 181 кг.

1 - анкерный болт; 2 - гайка; 3 - шайба; 4 - труба

Рисунок А.18 Комбинированное антисейсмическое устройство плитных пролетных строений

Б.2Учет демпфирующих свойств конструкций

В формуле, определяющей сейсмическую нагрузку от масс сооружений спектральномодальным методом, в качестве одного из сомножителей присутствует коэффициент Kψ , учитывающий влияние на нагрузку нестандартного поглощения и рассеяния энергии по основной форме колебаний. Значение коэффициента Kψ изменяется от 0,7 для гидротехнических сооружений из грунтовых материалов до 1,5 для высоких сооружений с небольшими размерами в плане.

При проектировании мостов в Российской Федерации коэффициент Kψ обычно принимают равным 1,0. Для мостов, оборудованных гасителями колебаний, пилонов вантовых мостов, стальных пролетных строений большой длины с уменьшенным декрементом упругих колебаний, допускается определять коэффициент Kψ на основании данных специального расчета, принимая его не менее 0,7 и не более 1,5.

При проектировании автодорожных мостов для нахождения коэффициента Kψ применяют формулу

где h - относительный коэффициент затухания колебаний сооружения.

К сооружениям со стандартным затуханием колебаний относятся объекты, для которых Kψ = 1,0 . В этом случае относительный коэффициент затухания h = 0,05 (5 %) и логарифмический декремент колебаний δ = 0,314 . Наибольшие значения h и δ , соответствующие Kψ = 0,7 , равны hmax = 0,16 и δmax = 1,00 . Наименьшие h и δ , соответствующие Kψ = 1,5 , характерны для висячих, вантовых мостов и балочных разрезных пролетных строений из стали ( hmin = 0,012 и δmin = 0,075 ).

Для применения формулы (Б.1) к сооружениям с нестандартным затуханием колебаний необходимо оценить логарифмический декремент колебаний проектируемого сооружения. При этом используются данные о декрементах колебаний, полученные при испытаниях аналогичных объектов и справочные материалы.

В качестве справочного материала для проектирования автодорожных мостов допускается использовать следующие значения относительного коэффициента затухания h :

• стальные пролетные строения 0,02 ≤ h ≤ 0,03 ;
• стальные опоры 0,03 ≤ h ≤ 0,05 ;
• железобетонные опоры 0,05 ≤ h ≤ 0,10 ;
• фундаменты 0,10 ≤ h ≤ 0,30 .

Б.3Методика нахождения параметров затухания колебаний мостов, оборудованных демпферами

При нахождении характеристик затухания h и δ , а также коэффициента поглощения энергии колебаний ψ исходят из следующих предпосылок:

• 1) действие различных механизмов потери энергии колебаний суммируется. Характеристики δ , h и ψ принимают в качестве констант, соответствующих основной форме собственных колебаний системы;
• 2) при определении характеристик демпфирования необходимо сначала установить их значения для отдельных частей сооружения и демпферов, а затем найти эти характеристики для сооружения в целом, т. е. расчетные (эквивалентные) характеристики затухания должны учитывать все виды потерь в различных частях и устройствах сооружения;
• 3) при оценке энергии колебаний и ее потерь следует учитывать допустимые трещины и пластические деформации в элементах сооружения;
• 4) для оценки характеристик δ , h и ψ используется теория колебаний осцилляторов с затуханием.

Затухающие колебания системы с одной массой описываются дифференциальным уравнением второго порядка

где y - отклонение массы от положения равновесия; m - масса осциллятора; n - коэффициент вязкого сопротивления;

СП 268.1325800.2016 k - коэффициент упругого сопротивления.

Уравнение (Б.2) приводят к стандартному виду делением всех членов на m . В результате получают уравнение

где ε = n 2m - коэффициент затухания; φ 2 = k m - квадрат частоты φ, рад/с, колебаний осциллятора.

Для мостовых сооружений имеет место неравенство ε 2 ≪φ 2 . В этом случае решением уравнения (Б.3) является функция

где φ1 = (φ 2 -ε 2 ) 0,5 ; A = [y н 2 +( εyн+V н φ1 ) 2 ] 0,5 ; ν1 = arctg φ1yн εyн+V н ; здесь yн и V н - заданные начальные условия (отклонение от положения равновесия и скорость массы m при t = 0 ).

Имея в виду, что коэффициент затухания ε существенно меньше частоты φ , можно полагать φ1 = φ и период колебаний осциллятора определять без учета демпфирования, т. е. по формуле

Из формулы (Б.4) следует, что отношение предыдущей амплитуды колебаний yп к последующей амплитуде yп+1 остается неизменным и равным yп yп+1 = e εT .

Натуральный логарифм отношения амплитуд называется логарифмическим декрементом колебаний. Формулой (Б.6) удобно пользоваться при оценке характеристик рассеяния энергии колебаний сооружений по данным натурного эксперимента:

Движение осциллятора перестает быть колебательным при критических значениях коэффициента затухания εкр = φ . Коэффициент затухания, выраженный в долях критического коэффициента εкр , называется относительным коэффициентом затухания h = ε φ . С учетом ε = n 2m и φ 2 = k m коэффициент h определяют по формуле

Формула (Б.7) показывает, что коэффициент h содержит информацию об упругих, демпфирующих и инерционных свойствах осциллятора. Его значение может быть меньше, равно или больше единицы. В первом случае система имеет слабое затухание и совершает гармонические движения с амплитудой, уменьшающейся по экспоненте. Если h ≥ 1,0, то движение массы перестает быть колебательным.

Соотношение (Б.8) между h и δ показывает, что при δ = 2π движение становится апериодическим:

Для характеристики потерь энергии за один цикл колебаний используют коэффициент поглощения энергии

где Eн - энергия колебаний в начале цикла;

ΔE = Eн -Eк - потеря энергии за один цикл колебаний.

Потенциальная энергия деформированной системы:

• в начале цикла
• в конце цикла

где k - коэффициент жесткости системы;

A1 и A2 - последовательные амплитуды колебаний.

Потеря энергии колебаний за один цикл

Учитывая, что A1 = Ae -εT и A2 = Ae -2εT , ( A2 2 A 1 2 ) = ( e -2εT e -εT ) 2 = e -2εT . Следовательно,

Искомый коэффициент поглощения ψ связан с декрементом колебаний δ соотношением

График коэффициента поглощения ψ в зависимости от декремента колебаний δ показан на рисунке Б.1.

Рисунок Б.1 -График коэффициента поглощения энергии колебаний за один цикл

По соотношению (Б.12) определяют зависимость, по которой определяется декремент колебаний δ при известном коэффициенте поглощения ψ :

Б.4Пример определения сейсмической нагрузки с учетом поглощения энергии колебаний демпферами

Приложение приведенных зависимостей показано ниже на примере расчета промежуточной опоры автодорожного путепровода, оборудованного гидравлическими демпферами.

Путепровод расположен в районе сейсмичностью 9 баллов. Неразрезное пролетное строение перекрывает два пролета, опираясь на продольно-подвижные опорные части на крайних опорах и на продольно-неподвижные опорные части на промежуточной опоре. Между концами пролетного строения и крайними опорами установлены гидравлические демпферы (по два демпфера на каждой опоре). Осевая нагрузка на один демпфер 5 тс, ход поршня в цилиндрах ±15 см. Принятая конструкция демпферов соответствует колебаниям пролетного строения относительно крайних опор при расчетной амплитуде относительных перемещений 10,6 см.

Расчетная схема секции включает в себя шесть масс, представляющих инерционные свойства фундамента, надфундаментных частей опоры и пролетного строения. Веса частей секции и расчетные скорости их колебаний при сейсмическом воздействии, найденные спектрально-модальным методом, приведены в таблице Б.1.

Таблица Б.1 Массы и скорости колебаний секции путепровода

СП 268.1325800.2016

Считая за начало цикла вертикальное положение промежуточной опоры, при котором кинетическая энергия системы достигает максимума, а потенциальная энергия, обусловленная деформациями конструкции, равна нулю, определяют кинетическую энергию

Из этого значения на энергию колебаний фундамента приходится Eнф = 0,3 тс·м, на энергию колебаний тела опоры выше обреза фундамента Eноп = 0,8 тс·м и на энергию колебаний пролетного строения Eнпр = 27,4 тс·м.

Коэффициенты поглощения энергии колебаний ψ определены по формулам (Б.8) и (Б.12) при относительном коэффициенте затухания h для фундамента 0,2, для опоры 0,1 и для пролетного строения 0,02.

Коэффициент h = 0,2 учитывает рассеяние энергии за счет сил внутреннего трения в массивной плите свайного ростверка и сил сопротивления грунта обратной засыпки пазух котлована, а также уход энергии в грунт ниже подошвы фундаментной плиты и потери на деформации столбов. Коэффициенту h = 0,2 соответствует декремент колебаний δ = 1,256 и коэффициент поглощения ψ = 0,92 .

Потеря кинетической энергии телом опоры происходит за счет внутреннего трения в ее кладке и аэродинамического сопротивления. Коэффициенту h = 0,1 соответствуют декремент δ = 0,628 и коэффициент поглощения ψ = 0,71 .

Потеря энергии колебаний пролетным строением вызывается трением в подвижных опорных частях и гашением в деформационных швах. Коэффициенту h = 0,02 соответствует декремент δ = 0,126 и коэффициент поглощения ψ = 0,22 .

К этим потерям следует добавить поглощение энергии колебаний в четырех демпферах где n - число демпферов;

A = 10,6 см - амплитуда колебаний пролетного строения;

S = 5 тс - рабочая нагрузка на один демпфер.

Общая потеря энергии за один цикл колебаний секции из промежуточной опоры и пролетного строения

Вычисления по формуле (Б.15) позволяют найти потерю энергии ΔE = 15,35 тс·м. Эквивалентный коэффициент поглощения энергии в системе ψ = ΔE Eн = 0,54 . Эквивалентный относительный декремент колебаний δ = ln(1-ψ) 2 = 0,39 . Эквивалентный относительный коэффициент затухания h = δ 2π = 0,062 .

По найденному h с использованием формулы (Б.1) определяют поправочный коэффициент к сейсмической нагрузке, учитывающий необратимые потери энергии при колебаниях средней секции путепровода Kψ = 1,5 40h+1 +0,5 = 0,93 , т. е. нагрузка за счет рассеяния энергии колебаний преимущественно в демпферах уменьшается на 7 %.

Для снижения сейсмической нагрузки более чем на 7 % необходимо увеличить способность демпферов рассеивать энергию колебаний системы. Например, можно использовать демпферы с осевой рабочей нагрузкой 10 тс вместо 5 тс. В этом случае потеря энергии в системе за первый цикл колебаний ΔE = 23,8 тсм. При этом характеристики затухания увеличатся до следующих значений: ψ = 0,84; δ = 0,92 , h = 0,15 , а коэффициент Kψ уменьшится до 0,71.

Следовательно, установка на путепроводе четырех демпферов с рабочей нагрузкой 10 тс на каждый агрегат позволяет уменьшить сейсмическую нагрузку на среднюю секцию сооружения, направленную вдоль его оси, на 29 %.

Г.2Пример определения требуемой по условию долговечности толщины днища гофрированной трубы

Показатели агрессивности водной среды: pH = 6,0 , R = 4500 Ом ∙ см .

Истирающее действие потока незначительно (скорость потока менее 1,5 м/с).

Требуемый срок службы трубы L = 50 лет.

Определяют срок службы трубы L при минимальной толщине днища δ = 1,5 мм без устройства лотка и дополнительного защитного покрытия. Коэффициент Kδ = 0,81 ∙ 1,5 0,032 = 1,18 . Срок службы L = 27,58 ∙ 1,18[lg4500 - lg (2160 - 2490lg6,0)] = 42,5 года, т. е. необходимо увеличить долговечность трубы.

Находят новое значение коэффициента Kδ как отношение требуемого и полученного по расчету сроков службы Kδ = 50: 42,5 = 1,39 . Соответственно следует увеличить толщину листов до значения δ = (0,032 + K δ ): 0,81 = (0,032 + 1,39): 0,81 = 1,75 мм.

Из имеющегося сортамента листов условию долговечности удовлетворяют листы толщиной 2,0 мм или более толстые.

Требуемый срок службы можно получить при толщине стального листа δ = 1,5 мм за счет устройства асфальтобетонного лотка по битумному покрытию. В этом случае минимальный срок службы Lmin = 42,5 + 10 = 52,5 года.