СП 287.1325800.2016 «Сооружения морские причальные. Правила проектирования и стр»

9.1Основные положения расчета

где γ lс , γ c , γ n -то же, что в 7.4;

F и R расчетные значения соответственно обобщенных сдвигающих сил и сил предельного сопротивления или моментов сил, стремящихся сдвинуть (повернуть) и удержать систему «сооружение-основание».

• на плоский сдвиг по каменной постели или вместе с постелью;
• на опрокидывание вокруг переднего ребра;
• на поворот лицевой стенки больверка вокруг точки крепления анкера;
• на сдвиг грунта засыпки ячеистых сооружений по вертикальной плоскости;
• на анкерующую способность массива грунта перед анкерными плитами или стенками;
• по схеме глубинного или смешанного сдвига по профилю поверхности

СП 287.1325800.2016 скольжения, ограничивающему область предельного состояния грунта основания, либо по круглоцилиндрическим или ломаным (фиксированным) поверхностям скольжения.

В условиях плоской задачи расчеты проводят на 1 м длины сооружения, в условиях пространственной задачи - на всю длину сооружения или ограниченного участка.

При решении пространственной задачи к удерживающим силам необходимо добавить силы трения и сцепления, реализованные по торцевым сечениям сдвигаемого объема грунта основания. Значения равнодействующих сил трения при этом допускается определять как произведение равнодействующих горизонтальных составляющих активного давления грунта по указанным сечениям на коэффициент трения tg ϕ , а сил сцепления - как произведение удельного сцепления на соответствующие площади участков торцевого сечения.

Расчеты устойчивости грунта засыпки ячеистых сооружений на сдвиг по вертикальной плоскости выполняются по указаниям раздела 14.

СП 287.1325800.2016

где Мt - сумма моментов сил, вызывающих сдвиг сооружения относительно выбранного центра круглоцилиндрической поверхности, кН∙м;

Мr - сумма моментов сил, удерживающих сооружение от сдвига относительно выбранного центра круглоцилиндрической поверхности, кН∙м; γ dc - дополнительный коэффициент условий работы, независимый от класса сооружения и работы, принимаемый:

• для причальных сооружений γ dc = 1,05 (что соответствует запасу устойчивости 0,95 по методу Крея-Терцаги для сооружений класса III);
• для откосов γ dc = 1,1 (что соответствует запасу устойчивости 1,05 по методу Крея-Терцаги для сооружений класса III).

• если поверхность скольжения проходит по контакту двух слоев грунта, в расчете следует принять характеристики более слабого слоя;
• в случае расположения в основании рассчитываемого вертикального элемента разнородных грунтов расчет следует выполнять с учетом средневзвешенных характеристик;
• при расположении в пределах сдвигаемой части основания временных нагрузок в виде штабеля навалочного груза поверхность скольжения выше отметки территории причала следует принять по плоскости обрушения штабеля.

9.2Определение расположения поверхностей скольжения

при глубинном сдвиге

• для сооружений типа больверк - проходящие через нижнюю точку лицевой стенки шпунта (рисунок 9.1, а);
• для гравитационных сооружений - проходящие через тыловую грань подошвы стенки или через точку пересечения подошвы постели с линией, проведенной из тыловой грани подошвы стенки под углом 45° от вертикали в сторону берега;
• для сооружений эстакадного типа на оболочках большого диаметра при однородном основании - проходящие по подошве оболочек или в зависимости от конструкции элемента сопряжения эстакады с берегом при гравитационной стенке через тыловую грань стенки, при заднем шпунте - через нижнюю точку шпунта, при уголковой стенке - через нижнюю тыловую грань стенки или по подошве оболочек, для сооружений с высоким свайным ростверком - проходящие по нижним точкам заднего или переднего шпунтов, а в отдельных случаях - по точке скопления наибольшего числа свай.

где r - радиус поверхности скольжения, м; ϕ - угол внутреннего трения грунта по поверхности скольжения под прикордонным участком, град; а - расстояние от вертикали, проведенной от центра поверхности скольжения, до лицевой стенки причала, м.

В случае расположения в основании причалов слабого грунта временная нагрузка на территории причала учитывается полностью, то есть аq= 0.

• в случае расположения в нижней части основания больверка и свайных сооружений слабых грунтов - поверхности АБК, АБВГ, АБДВГ (рисунок 9.1, в); в этом случае необходима также проверка по поверхностям АБСВГ или АБСДВГ (рисунок 9.1, в);

СП 287.1325800.2016

• для сооружений гравитационного типа в зависимости от расположения слабой прослойки у подошвы стенки - проходящие через точки А, Б, В, Д, Е с выходом к территории причала по слабому слою (рисунок 9.1,г) и А, Б, В, Г, включающие в себя призму обрушения КВГ;
• для опор гравитационного типа и ячеистых палов - проходящие через точки А, Б, В, Г (рисунок 9.1, д). а), б), в) - сооружение типа больверк; г) - гравитационная стенка; д) - опоры гравитационного типа и ячеистые

Рисунок 9.1 - Расположение поверхностей скольжения

• перед сооружением типа подпорных стенок - под углом отпора грунта (рисунок 9.1, б, в, г);
• в тыловой части со стороны берега -под углом распора грунта (рисунок 9.1, б, в, г);
• для опор гравитационного типа и ячеистых палов в сторону приложения горизонтальной сосредоточенной нагрузки -под углом отпора грунта, а в противоположную сторону - под углом распора грунта (рисунок 9.1, б, д).

Углы наклона остальных плоскостей, расположенные между призмами отпора и распора, определяются по отметкам нижних точек лицевой стенки больверка и анкерных опор, а в случае гравитационных стенок - по наклону слабых прослоек.

В случае если угол наклона участка ломаной поверхности скольжения меньше угла внутреннего трения грунта, временная равномерно распределенная нагрузка на этом участке принимается равной нулю.

Если в основании одного элемента располагаются грунты с различными характеристиками, следует принимать средневзвешенное значение характеристик в основании таких элементов.

10.2Общие положения расчета

где а -расстояние от передней грани сооружения до точки приложения равнодействующей нагрузок, м:

здесь Мr - суммарный момент от удерживающих сил относительно переднего ребра вращения, кН∙м;

М t - суммарный момент от опрокидывающих сил относительно переднего ребра вращения, кН∙м;

G - сумма вертикальных сил, действующих на подошву сооружения, кН; b - ширина основания сооружения, м; е - эксцентриситет приложения равнодействующей нагрузок, м, определяемый по формуле

Допускается несоблюдение условий 10.1.1-10.1.2 (за исключением конструкций из кладки пустотелых бетонных массивов) при увеличенном эксцентриситете для сооружений на скальном основании до е ≤ 0,25 b , на основаниях из твердых и плотных или

СП 287.1325800.2016 грунтов только в случае расчета на особые сочетания нагрузок и воздействий до е ≤ 0,2 b .

Примечание - К удерживающим следует относить вертикальные (массовые) силы и вертикальную составляющую активного давления грунта, определенную с учетом временных нагрузок.

где S - совместная деформация основания и сооружения (осадка Sr , горизонтальное перемещение Sh , крен i , поворот вокруг вертикальной оси и др.), определяемая расчетом согласно СП 23.13330, м;

Su -предельное значение совместной деформации основания и сооружения, устанавливаемое по СП 23.13330 и указаниям проекта, м.

Расчет оснований причальных сооружений по второй группе предельных состояний (по деформациям) следует выполнять на основные сочетания действующих нагрузок и воздействий.

В отдельных случаях допускается не проводить проверку деформаций по условию (10.5), если средние значения давления под подошвой не превышают расчетного сопротивления грунта основания R , определенного в соответствии со СП 22.13330.

где σ max - максимальное краевое напряжение на контакте каменной постели и подошвы сооружения или на контакте грунта основания и подошвы каменной постели, определяемое в соответствии с 10.2.5 и 10.2.6, кПа;

R -расчетное сопротивление каменной постели или грунта, определяемое СП 22.13330 с учетом данных инженерно-геологических изысканий, кПа. по

где σ max и σ min - расчетные максимальные и минимальные краевые нормальные напряжения в каменной постели на контакте с основанием сооружения, кПа;

G - сумма расчетных вертикальных сил, действующих на подошву сооружения.

При несоблюдении в пределах указаний 10.2.2 условий (10.1) и (10.2) (рисунок 10.2, б) краевые напряжения определяют по формуле

Проверку прочности каменной постели проводят по условию (10.6), где R -расчетное сопротивление каменной постели, принимаемое в зависимости от марочной прочности камня с учетом его водонасыщенности. При расчете прочности каменной постели, кПа, допускается пользоваться рекомендациями СП 22.13330.

Примечание - При отсутствии инженерно-геологических данных допускается принимать расчетное сопротивление постели R:

• для основного сочетания силовых воздействий - 0,4-0,6 МПа;
• для особого - 0,55-0,85 МПа.

СП 287.1325800.2016

а) - при e ≤ b/6

; б) - при

0,25b ≥ e ≥ b/6

Примечание - См. также обозначения в формулах (10.6) - (10.10).

Рисунок 10.2 - Эпюры краевых напряжений по контакту основания сооружения и каменной постели

Краевые напряжения по контакту подошвы сооружения из пустотелых бетонных массивов и каменной постели следует определять по формуле

где А - площадь подошвы массива или площадь подошвы сооружения (при условии уплотнения камня в полости массивов или устройства набетонки в полости массива нижнего курса), м² ;

W 1,2 - момент сопротивления столба массива по подошве сооружения для кордонной и тыловой грани относительно оси, проходящей через центр тяжести сечения, м³ .

где σ ' max и σ ' min - максимальные и минимальные краевые нормальные напряжения в грунте основания на контакте с каменной постелью, кПа; b 1 - ширина, по которой передается давление от сооружения на постель, м. При соблюдении условий (10.1) и (10.2) b 1 = b , при несоблюдении указанных условий b 1 = 3 а; t п - толщина каменной постели, м; γ к - удельный вес камня постели под водой, определяется в соответствии с 8.4.

Проверку прочности грунта основания проводят по формуле (10.6), где R -расчетное сопротивление грунта основания, принимаемое по данным инженерногеологических изысканий, с учетом СП 22.13330. При отсутствии инженерногеологических данных допускается принимать R по СП 22.13330.

Если максимальные напряжения на контакте сооружения с каменной постелью действуют со стороны тыловой грани (как правило, в конструкциях из пустотелых массивов), то рекомендуется определять эпюру напряжения от «навала» стенки на грунт.

Обозначения в формуле приняты в соответствии с 10.2.6. При отрицательной величине подкоренного выражения толщину постели следует принимать по конструктивным требованиям в соответствии с 10.1.6.

СП 287.1325800.2016

где Мt , Мr - расчетные моменты от опрокидывающих и от удерживающих сил соответственно относительно рассматриваемого ребра вращения, кН · м.

Примечание - Для уголковых стенок с внешней анкеровкой расчет устойчивости на опрокидывание не проверяется.

где F сдв - сумма расчетных сдвигающих горизонтальных сил, действующих на сооружение, кН;

G - то же, что в 10.2.5, для сооружения из пустотелых бетонных массивов:

здесь G м - собственный вес столба массивов, кН;

G з1 - то же, заполнителя, кН;

G з2 - то же, засыпки в пределах консольного выступа, кН;

G н -то же, надстройки и слоя засыпки под ней, кН;

Еav - вертикальная составляющая бокового давления грунта; f - коэффициент трения подошвы сооружения по контакту с каменной постелью, допускается принимать равным 0,5.

Примечание - Временные нагрузки, улучшающие условия устойчивости, из расчета исключаются.

где G 1 - часть расчетного веса сооружения, передающая давление на грунт в плоскости подошвы постели на участке FK, определяемая по формуле

G 2 - расчетный вес каменной постели в контуре ЕСДК, определяемый по формуле

G 3 - расчетный вес засыпки в контуре ВСЕ, равный

f r - коэффициент трения каменной постели по грунту основания, принимаемый равным tg ϕ r ;

Еp - удерживающая горизонтальная сила от грунта засыпки, определяемая по одной из формул:

• сопротивление грунта засыпки в контуре ABE

• пассивное давление грунта

В расчет по формуле (10.15) вводится меньшее из полученных значений; σ ' max и σ ' min - то же, что в 10.2.6, с передней и тыловой сторон от собственного веса сооружения соответственно, включая вес грунта, вертикальную составляющую активного давления грунта и временных нагрузок, определяемые по формуле (10.10) при t п γ к = 0; b 0 - отрезок ширины постели, м; γ к и γ з - удельные веса соответственно каменной наброски и засыпки с учетом взвешивания, кН/м³ ; m 0 - заложение откоса котлована; λ р -коэффициент горизонтальной составляющей пассивного давления грунта, принимаемый в соответствии с Г.15 приложения Г;

= 0; б) для случая постели на поверхности грунта основания (рисунок 10.3, б): скольжение по плоскостям МК и КЕ - по формуле (10.15) при G 3 = 0 и Еp скольжение по наклонной плоскости ME - по формуле

СП 287.1325800.2016 где F п - сумма проекций на плоскость сдвига ЕМ расчетных сил, действующих выше этой плоскости, определяемая по формуле

G п - сумма проекций расчетных сил, действующих выше плоскости сдвига ME, на нормаль к этой плоскости, определяемая по формуле

f к - коэффициент внутреннего трения каменной наброски, который допускается принимать равным

G н - расчетный вес части постели в контуре ЕСМ, определяемый по формуле

ϕ - угол между подошвой стенки и плоскостью сдвига ME, град.

а) - при постели, заглубленной в грунт основания; б) - при постели, расположенной на поверхности грунта основания

Рисунок 10.3 - Эпюры краевых напряжений по контакту каменной постели и основания

При статических расчетах оболочек большого диаметра следует учитывать условия работы конструкции сооружения на стадии эксплуатации и в строительный период.

Расчет причальных сооружений из оболочек большого диаметра по первой группе предельных состояний следует выполнять для обеспечения прочности конструкции оболочки (стенок и узлов соединения), элементов верхнего строения, основания сооружения и устойчивости сооружения на сдвиг и опрокидывание.

СП 287.1325800.2016

Расчет по второй группе предельных состояний проводят в целях прогнозирования деформаций сооружения - осадок, кренов, горизонтальных смещений, а также раскрытия трещин в железобетонных сечениях.

10.3Расчет причальных сооружений из массивовой кладки

• схема I - временная нагрузка располагается за пределами стенки, начиная от тылового обреза разгрузочной платформы или разгрузочной консоли стенки из пустотелых массивов. При таком расположении нагрузки следует выполнять расчеты на устойчивость по схеме плоского сдвига по контакту стенки с постелью, совместно с постелью и по швам кладки, проверять положение равнодействующей нагрузок (эксцентриситет) по подошве стенки и в швах кладки, а также в необходимых случаях устойчивость на опрокидывание (на поворот вокруг переднего ребра);
• схема II - временная нагрузка располагается над тыловой частью сооружения и распределяется на 1/3 ширины массива предпоследнего курса кладки.

Указанный случай является определяющим при проверке растягивающих нормальных напряжений со стороны акватории в шве основания верхнего курса массива;

• схема III - временная нагрузка располагается над стенкой до линии кордона или линии возможного загружения по технологическим условиям. В указанном расчетном случае определяются максимальные нормальные контактные напряжения в каменной постели на контакте с основанием стенки и в грунте основания на контакте с каменной постелью. Кроме того, определяются толщина постели, а также усилия в лицевой стенке надстройки при расчете ее по прочности и раскрытию трещин;
• схема IV - временная нагрузка располагается за пределами надстройки, над тыловой частью сооружения. Указанный расчетный случай является определяющим для расчета устойчивости надстройки;
• схема V -по разделу 9 при расчете на общую устойчивость по круглоцилиндрическим поверхностям скольжения (сдвига) (рисунок 10.5).

• ширину сооружения на контакте с постелью, равной 0,4-0,5 глубины у причала, причем большие значения следует принимать для конструкций из пустотелых массивов;
• ширину консольного выступа пустотелого массива не более 0,4 его высоты.

Высоту пустотелых массивов следует назначать из условия

где h - высота массива, м; b - ширина массива, м; l - длина массива (наибольший размер массива в плане), м; t - толщина стен, м;

R bt1 и R bt2 - расчетные сопротивления бетона на растяжение при бетоне класса по прочности на сжатие В10 и проектируемого класса бетона пустотелого массива соответственно, кПа.

СП 287.1325800.2016 a) - для конструкции из обыкновенных массивов; б) - то же, из пустотелых массивов; 1 - отметка кордона; 2 - линия кордона; 3 - колея портала; 4 - обратный фильтр; 5 - каменная разгрузочная призма; 6 - каменная постель; 7 - отметка дна; I-IV - схемы загружения; а - величина, принимаемая по [15]; q - нормативная нагрузка

Рисунок 10.4 - Расчетные схемы загружения причала из кладки массивов

Примечание См. обозначения в 10.3.

Рисунок 10.5 - Схема расположения эксплуатационных нагрузок при расчете причала на общую устойчивость по круглоцилиндрическим поверхностям скольжения

• г) в стенке из пустотелых бетонных массивов расчетными плоскостями восприятия бокового давления грунта следует принимать условную вертикальную плоскость ab (рисунок 10.4, б), проходящую через тыловую кромку консоли массива (в пределах верхних курсов массивов), наклонную грань bс консольного выступа сооружения и тыловую вертикальную грань cd нижних курсов массивов; при этом коэффициенты горизонтальной составляющей бокового давления грунта рекомендуется определять по формулам (Г.4)-(Г.8) приложения Г.

СП 287.1325800.2016 наклона α плоскости восприятия распора в грунте засыпки и соответствующий ему угол обрушения β определяются в соответствии с Г.4 приложения Г.

Примечание - При надстройках высотой до 3 м и временной нормативной нагрузке q ≤ 40 кПа плоскость восприятия распора вертикальна, и угол обрушения β вычисляют при α = 0 и S β = 0.

В указанном случае (рисунок 10.6) ординаты Δ pai равны:

• в точке А
• в точке Б
• в точке А'
• в точке Б'

λ а и λ а к - коэффициенты активного давления соответственно грунта засыпки и камня разгрузочной призмы.

Остальные обозначения принимаются по рисунку 10.6.

горизонтальную составляющую швартовного усилия, нормальную к линии кордона, следует переносить в основание надстройки, учитывая возникающий при этом момент от пары сил.

Силу и момент oт пары сил следует распределять равномерно по всей длине секции, учитывая, что на 1 м длины причала действуют:

• сила
• момент от пары сил

где Sq - поперечная горизонтальная составляющая швартовного усилия, определяемая по указаниям СП 38.13330, кН; l с - длина секции, м; z м - плечо пары сил, равное расстоянию, на которое переносится сила, м.

1 - отметка дна; 2 - отметка расчетного уровня воды; 3 - отметка кордона Примечание - См. обозначения в 10.3.

Рисунок 10.6 - Расчетная схема определения дополнительного давления на причал при наличии каменной разгрузочной призмы

СП 287.1325800.2016

где Sп - продольная горизонтальная составляющая швартовного усилия, определяемая в соответствии с указаниями СП 38.13330, кН;

Еа - горизонтальная составляющая активного давления грунта с учетом временных нагрузок, кН.

Примечания

1 Коэффициент трения бетона по бетону допускается принимать 0,6 для надводной части сооружения, 0,5 - для подводной.

2 Следует выполнять поверочный расчет сооружения по первой группе предельных состояний на устойчивость по схеме плоского сдвига при максимальном уровне воды.

3 При определении нормальных краевых напряжений в шве основания верхнего курса массивов швартовую нагрузку учитывать не следует.

4 Устойчивость сооружения из пустотелых бетонных массивов и отдельных его частей рекомендуется проверять для одного столба кладки массивов.

При расчетах на плоский сдвиг сооружения допускается при определении удерживающих сил трения принимать коэффициент трения равным 0,5 для бетона по постели и бетона по бетону.

5 При расчете устойчивости на сдвиг по швам кладки пустотелых массивов следует отдельно учитывать силы трения бетона и заполнения полости массива верхнего курса по бетону и заполнению полости массивов нижнего курса соответственно, определяя значение и распределение вертикального давления, нормальную и касательную составляющие бокового давления от заполнителя внутренней полости массивов аналогично давлению в силосах в соответствии с Г.10 приложения Г.

При расчете консольного свеса на изгиб сила распорного давления принимается приложенной с эксцентриситетом в соответствии с трапецеидальной эпюрой распора. Расчет выполняется на внецентренное сжатие с относительно малым эксцентриситетом в соответствии с СП 41.13330.2012, пункты 7.4 и 7.9.

При расчете прочности монтажных устройств массивов нагрузку от собственного веса следует вводить в расчет с коэффициентом динамичности 1,4 согласно СП 63.13330.

1 - отметка кордона; 2 - консольный свес; 3 - расчетный уровень воды

Рисунок 10.7 - Схема расчета прочности консольного свеса массива

10.4Расчет уголковых причальных сооружений контрфорсного типа

• схема I - временная нагрузка располагается над сооружением от линии кордона или линии возможного загружения по технологическим условиям. При таком расположении нагрузки рассчитывают контактные напряжения в постели и грунте основания, толщину постели, а также усилия для расчета прочности и трещиностойкости элементов конструкций;
• схема II - временная нагрузка располагается за сооружением. В этом случае проверяют устойчивость сооружения на плоский сдвиг по постели и вместе с постелью;
• схема III - в соответствии с указаниями 9.2.2.

СП 287.1325800.2016

1 - отметка кордона; 2 - плоскость восприятия распора; 3 - плоскость обрушения; 4 - отметка дна; I-III - схемы загружения

Примечание - См. обозначения в 10.3.

Рисунок 10.8 - Расчетные схемы загружения причала для конструкции контрфорсного типа

При этом угол трения δ материала засыпки по расчетной тыловой плоскости стенки принимают равным:

0,667 ϕ - по железобетонной тыловой поверхности лицевой плиты или тыловой поверхности контрфорса; ϕ - по условной наклонной тыловой плоскости стенки, в грунте засыпки (по плоскости восприятия распорного давления).

При расстоянии между контрфорсами 4 м основание эпюры трения принимают равным 0,2 нижней ординаты эпюры активного давления, при расстоянии между контрфорсами 2 м - 0,3 нижней ординаты эпюры активного давления.

Расчет лицевой стенки при одном контрфорсе выполняют по схеме консольной балки, при двух контрфорсах - по схеме однопролетной балки с консолями. По высоте сооружения рекомендуется выделять сечения лицевой плиты шириной 1 м с равномерной нагрузкой, равной средней интенсивности по расчетной эпюре распора для выделенного сечения.

Неполнота контакта компенсируется увеличением реактивных контактных напряжений от постели за счет условного исключения из расчета части площади фундаментной плиты (рисунки 10.9 и 10.10), равной 0,5 lbbb , где bb - ширина переднего выступа плиты, м; lb - длина фундаментной плиты вдоль кордона, м.

При этом краевые контактные напряжения определяют по формуле

СП 287.1325800.2016 где G - вертикальная составляющая равнодействующей всех нагрузок, действующих по ширине b , кН;

А - площадь плиты в контуре АВСDЕF (рисунок 10.9), по которой осуществляется контакт с постелью, м² ;

Мx и My - моменты от вертикальной составляющей равнодействующей всех нагрузок относительно соответствующих осей, проходящих через центр тяжести сечения контакта фундаментной плиты с постелью в контуре АВСDЕF, определяемые по формулам:

Wx и Wy - моменты сопротивления площади подошвы фундаментной плиты в контуре АВСDЕF относительно соответствующих осей, определяемые по формулам:

где Jx и Jy моменты инерции площади подошвы фундаментной плиты в контуре АВСDЕF относительно соответствующих осей, м 4 ; х к и у к - расстояния от края фундаментной плиты, в которой определяется контактное напряжение, до соответствующих осей, м. При проведении статических расчетов фундаментной плиты (рисунок 10.10) передний выступ следует рассчитывать в направлении, перпендикулярном линии кордона, по схеме консольной балки.

О - центр тяжести площади контакта плиты с постелью; О 1 - центр тяжести основания фундаментной плиты; О 2 - точка приложения силы

Примечание - См. обозначения в 10.4.7.

Рисунок 10.9 - Схема к расчету фундаментной плиты с учетом неполноты контакта с основанием

• а) - план сборного блока контрфорсной стенки; б) - результирующая эпюра нагрузок на фундаментную плиту; в) - схема работы переднего выступа фундаментной плиты;
• г) - схема работы тыловой консоли фундаментной плиты; 1 - передний выступ фундаментной плиты; 2 - лицевая плита; 3 - контрфорс; - тыловая консоль фундаментной плиты

Примечание - См. обозначения в 10.4.7.

Рисунок 10.10 - Схемы к расчету фундаментной плиты сборной уголковой контрфорсной стенки

СП 287.1325800.2016

Расчет тыловой части фундаментной плиты в направлении, параллельном линии кордона, при одном контрфорсе проводят по схеме консольной балки, а при двух контрфорсах - по схеме однопролетной балки (балки на двух опорах) с консолями.

При этом следует выделять сечения плиты шириной 1 м и загружать нагрузкой средней интенсивности суммарной эпюры давления (рисунок 10.10, б, г).

10.5Расчет причальных сооружений уголкового типа с внешней анкеровкой

• схема I - временная нагрузка располагается над сооружением до линии кордона или линии возможного загружения по технологическим условиям. При таком расположении нагрузки определяют усилия для расчета лицевой плиты и анкерной тяги, положение равнодействующей нагрузок в основании, контактные напряжения в постели и грунте основания, толщина постели;
• схема II - временная нагрузка располагается за сооружением. В этом случае проверяют его устойчивость на плоский сдвиг по постели и вместе с постелью;
• схема III - временная нагрузка располагается за анкерной плитой. При таком положении нагрузки рассчитывают анкерные устройства;
• схема IV - в соответствии с указаниями 9.2.2.

При определении положения равнодействующей нагрузок по формуле (10.3) удерживающий момент Мr определяют по формуле

где МG - момент от вертикальных сил, кН · м;

MRa - момент от горизонтальной составляющей усилия в анкере относительно переднего ребра вращения, кН · м.

При определении устойчивости сооружения на плоский сдвиг формулы (10.13), (10.15), (10.22) и (10.23) с учетом действия горизонтальной составляющей анкерного усилия R a приобретают соответственно вид:

СП 287.1325800.2016

1 - отметка кордона; 2 - плоскость восприятия распора; 3 - плоскость обрушения; 4 - отметка дна; I-IV - схемы нагружения

Примечание - См. обозначения в 10.3 и 10.4.

Рисунок 10.11 - Расчетные схемы загружения причала для конструкции уголкового типа с внешней анкеровкой

При расчете плиты в вертикальном направлении в качестве расчетной плоскости следует принимать условную плоскость восприятия распора, положение которого определяется расстоянием χ пл от тыловой грани ребра (рисунок 10.12):

где ϕ з - средневзвешенный угол внутреннего трения грунта засыпки, град; ар - расстояние между осями ребер, м; t p - толщина ребра, м; b p - ширина ребра, м.

Примечание - См. обозначения в 10.5.6.

Рисунок 10.12 - Схема определения расчетной плоскости лицевой плиты

При расчете плиты в вертикальном направлении горизонтальную составляющую швартовного усилия, нормальную к линии кордона, следует учитывать при определении усилий в наданкерной консоли и не учитывать при определении изгибающего момента в пролете.

В связи с перераспределением давления грунта на стенку в результате ее деформации и перемещения значение изгибающего момента в пролете лицевой панели допускается уменьшать на 10 %.

При расчете плиты в горизонтальном направлении рекомендуется по высоте

СП 287.1325800.2016 сооружения в соответствии с эпюрой распора выделять характерные расчетные сечения шириной 1 м и принимать для горизонтальных балок равномерную нагрузку, равную средней интенсивности эпюры распора для выделенного сечения.

Изгибающий момент, действующий на 1 м сечения фундаментной плиты, определяют по формуле

где m э - коэффициент, принимаемый равным 0,45; γ h - коэффициент, учитывающий влияние на прочность изгибаемого элемента градиента деформаций по сечению и зависящий от класса бетона и высоты растянутой зоны сечения, принимаемый равным 2 в соответствии с СП 41.13330; γ sh - коэффициент, учитывающий влияние на прочность изгибаемого элемента формы его поперечного сечения и зависящий от соотношения размеров сечения, принимаемый равный 1,0 в соответствии с СП 63.13330; γ b - коэффициент условий работы бетона, принимаемый равный 0,9 в соответствии с СП 41.13330;

R btn - нормативное значение осевого растяжения бетона, принимаемое по СП 63.13330; Wt -момент сопротивления для растянутой грани сечения, определяемый в предположении упругой работы бетона:

здесь а м - размер массива вдоль причала, равный 1 м; h м = b ф/4 - высота эквивалентного массива, м; здесь b ф - ширина фундаментной плиты, м.

где h с - высота стенки сооружения м; a п - расстояние от поверхности территории до подошвы анкерной плиты или до точки, отстоящей на 2 Δ d вверх от подошвы анкерной стенки ( Δ d - дополнительная глубина на защемление), м.

Длину анкера l а следует определять расчетом.

11.1Общие положения

Настоящий свод правил содержит требования к проектированию безанкерных, заанкеренных обычных и экранированных больверков с анкеровкой на одном уровне (рисунок 11.1).

11.2Основные конструктивные требования

В экранирующих стенках следует применять однотипные элементы повышенной жесткости.

СП 287.1325800.2016 стенки и на 1,5 м ниже отметки проектного дна.

Для больверков из стального шпунта в тех случаях, когда это приемлемо по условиям расположения отбойных устройств и защиты металла от коррозии, допускается устройство небольшого железобетонного или стального оголовка (шапочного бруса).

В районах с повышенной агрессивностью воды или возможных значительных ледовых нагрузок отметка низа надстройки должна находиться не менее чем на 0,2 м ниже расчетного уровня.

При строительстве сооружений в районе пониженных агрессивных воздействий, где обеспечивается длительная сохранность шпунта, отметку низа надстройки следует принимать из условия создания опорной плоскости для отбойных устройств и возможности производства работ по возведению надстройки насухо.

При строительстве сооружений на морях с большой амплитудой приливноотливных колебаний, где опускание низа надстройки под расчетный уровень представляет большие затруднения, вопрос о принятии отметки низа надстройки решается с учетом накопленного опыта эксплуатации сооружений в местных и аналогичных условиях.

Температурно-деформационные швы в железобетонной надстройке больверков из стального шпунта рекомендуется выполнять в местах замковых соединений, где могут происходить горизонтальные и вертикальные деформации. а) - незаанкеренный (безанкерный) больверк; б) - заанкеренный больверк с одним ярусом анкеров; в) - заанкеренный больверк с экранирующей стенкой; г) - заанкеренный больверк с двумя экранирующими стенками; - разгрузочная

1 - лицевая шпунтовая стенка; 2 - анкерная тяга; 3 - анкерная опора; 4 платформа (плита); 5 - экранирующая стенка

Рисунок 11.1 - Конструктивные решения больверков

СП 287.1325800.2016

Наибольшая эффективность больверков реализуется при защемлении лицевых и экранирующих стенок, что обеспечивается рациональным соотношением глубины погружения, расстояния между стенками и податливости анкеровки, достигаемым при рассмотрении и расчете нескольких вариантов компоновки больверков.

Отметку низа разгрузочной платформы рекомендуется располагать не выше 0,7 м над уровнем анкерной тяги.

Железобетонная платформа может выполняться сборной или монолитной и размещаться симметрично относительно осей экранирующих стенок больверка.

При многорядном экранировании допускается как монолитная платформа по всему поперечному сечению, так и с осадочным швом в середине пролета между стенками.

При конструировании узла крепления анкерной тяги к стенкам рекомендуется предусматривать возможность свободного поворота анкерной тяги на 5 ° -10 ° от нормали к лицевой или экранирующей стенке больверка.

Для уменьшения неравномерности загружения анкерных тяг, а также для доведения их деформацией до величины, обеспечивающей нормальный режим работы стенок, рекомендуется включать в тяги специальные муфты и устройства.

СП 287.1325800.2016 каменноугольные эмали, герметики и ленточные материалы в соответствии с требованиями СП 28.13330.2012 и [10].

Узлы крепления и соединения анкерных тяг рекомендуется заливать битумнорезиновой эмалью.

• за лицевую стенку с упором экранирующих стенок в лицевую через разгрузочную платформу;
• за экранирующую стенку с дополнительной анкеровкой лицевой стенки за экранирующую.

Вторую схему рекомендуется применять при экранирующих стенках большой жесткости.

При анкеровке по первой схеме для обеспечения совместной работы стенок в процессе засыпки следует устанавливать между стенками специальные распорки.

В пределах секции балки необходимо соединять сварными равнопрочными швами или сваркой с накладками.

Допускается устанавливать балки распределительного пояса с открытыми стыковыми швами, принимая расчетные схемы балки в соответствии с их конкретной разрезкой.

СП 287.1325800.2016

11.3Основные положения расчета

Нагрузки и их сочетания следует принимать в соответствии с требованиями СП 38.13330, СП 58.13330 и раздела 8.

• нагрузки от фильтрационного и волнового давления воды суммируют с нагрузками и воздействиями на лицевую стенку больверка;
• нагрузки от судов со стороны акватории, а также ледовые нагрузки учитывают в расчете прочности стенок больверка, надстройки, ее связей с элементами больверка, отбойных устройств и их креплений.

Расчет включает в себя задание значений исходных геометрических, жесткостных и силовых параметров, определение глубины погружения элементов стенок больверка, статический расчет лицевой и экранирующих стенок больверка, анкерных устройств, расчет конструктивных элементов больверка.

Угол трения материала засыпки и грунта основания по расчетной плоскости стенки в призме распора принимают равным 0,667 ϕ , но не более 30°.

Угол трения грунта по расчетной плоскости в призме выпора принимают для лицевой и экранирующих стенок больверка, а также анкерных стенок и плит равным ϕ , но не более 30°.

При замене грунта в основании лицевой стенки больверка угол трения материала засыпки по расчетной плоскости в призме выпора следует принимать равным 0,33 ϕ .

• для стенок из стального шпунта корытного и Z-профилей - плоскость, проводящую через ось стенки;
• для стенок из стального шпунта двутаврового профиля и плоского (призматического) железобетонного шпунта - плоскость, проходящую по тыловой полке или грани;
• для стенок кольцевых сечений - плоскость, проходящую на расстоянии 0,25 диаметра от оси стенки в сторону засыпки.

Для элементов круглого сечения величину Δ а определяют по формуле

где а э - расстояние между элементами экранирующей стенки в осях, м; d э - диаметр элемента экранирующей стенки, м; ϕ red -средневзвешенное значение угла внутреннего трения в пределах высоты экранирующей стенки, град.

Для квадратных и прямоугольных элементов величину Δ а определяют по формуле

где bэ - ширина элемента экранирующей стенки по длине сооружения, м.

При одной экранирующей стенке, забитой сплошным рядом, расчетную плоскость определяют аналогично лицевой стенке (см. 11.3.5) в зависимости от стороны, относительно которой рассматривают боковое давление грунта.

При наличии двух и более экранирующих стенок их расчетные плоскости принимают по нейтральной оси сечения элементов.

При этом следует рассматривать условия залегания указанных грунтов, методы производства работ и темпы возведения, период времени от засыпки пазухи до начала

СП 287.1325800.2016 эксплуатации и загрузки сооружения. Следует учитывать, что ускоренные темпы засыпки и загрузки могут вызвать в рассматриваемом грунте проявление полного порового давления.

Учитывая опыт проектирования и строительства, допускается при определении бокового давления грунта на стенки больверков принимать сдвиговые показатели ϕ и С по инженерно-геологическим отчетам, а также следует использовать материалы инженерно-геологических изысканий на площадке строительства для нестабилизированного состояния грунта.

При частичной замене в основании сооружения слабых глинистых грунтов и илов и при отсыпке по их поверхности фильтрующего слоя грунта, а также в случае естественного залегания слабого глинистого грунта в примыкании к фильтрующему слою необходимо проводить расчет во времени под нагрузкой частичной консолидации грунта к моменту начала эксплуатации сооружения.

За расчетную схему принимается балка шириной 1 м по фронту причала жесткостью В л, находящаяся ниже уровня дна в упругом основании, характеризуемом коэффициентом постели, линейно возрастающим с глубиной.

Коэффициент постели определяют по 8.20.

Примечание - В случаях, когда в верхнем слое ниже уровня дна залегают слабые илистые грунты мощностью более 0,3 глубины погружения элементов стенки больверка, коэффициент пропорциональности для определения коэффициента постели следует принимать по верхнему слою.

СП 287.1325800.2016

За расчетную схему следует принимать балку шириной 1 м по фронту причала жесткостью В л, опертую в точке крепления анкера на упругоподатливую опору и размещенную ниже уровня дна в упругом основании, характеризуемом коэффициентом постели (см. 11.3.10).

На наданкерную часть воздействует давление от веса грунта засыпки, расположенного над разгрузочной платформой, и эксплуатационных нагрузок на территории причала.

На пролетную часть воздействуют силосное давление грунта между стенками и дополнительное давление, определяемое с учетом коэффициента распределения давления грунта в системе, учитывающего жесткостные характеристики стенок больверка.

Дополнительное давление грунта определяется суммированием давления от веса грунта за экранирующими стенками, передаваемого на лицевую стенку больверка по законам распределения напряжений в линейно-деформируемой среде, и эксплуатационных нагрузок на территории причала, расположенных за разгрузочной платформой (включая вес грунта наданкерной части).

Расчетная глубина погружения элементов лицевой стенки больверка следует принимать не менее наибольшей из полученных расчетами.

СП 287.1325800.2016

• для первой экранирующей стенки - разностью давлений между стенками с учетом дополнительного давления от веса грунта за второй экранирующей стенкой, передаваемого на экранирующую стенку по законам распределения напряжений в линейно-деформируемой среде;
• для второй экранирующей стенки -аналогично активному давлению, определяемому по 11.3.17.

За расчетную схему экранирующей стенки больверка принимают балку шириной 1 м по фронту причала жесткостью b э i , опертую в точке крепления анкера на упругоподатливую опору и размещенную ниже уровня условной свободной поверхности (далее - уровень УСП) в упругом основании, характеризуемом коэффициентом постели.

Положение уровня УСП определяют от точки крепления анкера величиной h э i (рисунок 11.2), рассчитываемой по формуле

где l л - условный пролет лицевой стенки больверка, м, определяемый по формуле (11.4); аi - расстояние от расчетной плоскости лицевой стенки больверка до расчетной плоскости соответствующей экранирующей стенки, м; ϕ i - угол внутреннего трения грунта в слое, расположенном на расстоянии l л от уровня крепления анкера, град; h л высота от уровня крепления анкера до дна, м; d min - минимально допустимая глубина погружения элементов экранирующей стенки больверка, м (см. 11.3.9).

Условный пролет лицевой стенки больверка следует определять по формуле

где d л - глубина погружения лицевой стенки больверка, м.

где l a - длина анкера (расстояние от расчетной плоскости лицевой стенки больверка до анкерной опоры), м, определяемая по 10.5.12;

Ry

Е

• расчетное сопротивление материала анкера, кПа, принимаемое по СП 16.13330; а - модуль упругости материала анкера, кПа;

U -перемещение анкерной опоры, м, определяемое расчетом.

Примечание - См. обозначения в 11.3.19.

Рисунок 11.2 - Схема к определению положения уровня УСП

В случаях, когда лицевая стенка анкеруется за экранирующую, а экранирующая за анкерную опору, при определении перемещения экранирующей стенки длину анкера l a принимают равной расстоянию от расчетной плоскости экранирующей стенки до анкерной опоры.

Примечания

1 Для рационального распределения усилий в элементах больверка рекомендуется варьировать значением перемещения стенок больверка на уровне крепления анкера, что обеспечивается либо технологией строительства, либо конструктивными устройствами.

2 Горизонтальное перемещение козловой опоры на уровне крепления анкера принимают равным нулю.

СП 287.1325800.2016

При учете нагрузок от фильтрационного и волнового давлений воды статический расчет лицевой стенки больверка следует выполнять на заданную нагрузку.

Примечание - Допускается для приближенных расчетов больверка использовать графоаналитический метод упругой линии.

• на первом этапе расчет проводят на действие активного давления от веса грунта и эксплуатационных нагрузок на территории причала;
• на втором - с дополнительной нагрузкой от фильтрационного и волнового давлений воды.

Расчетный максимальный изгибающий момент М л в элементе лицевой стенки больверка определяют по формуле

где M max - максимальный изгибающий момент в элементе лицевой стенки больверка, кН∙м, полученный на первом этапе расчета;

M 2, M 1 - максимальный изгибающий момент (на 1 м стенки по длине сооружения), кН · м/м, полученный от фильтрационного и волнового давлений соответственно; b л - ширина элемента по длине сооружения, м; а л - расстояние (проектный зазор) между элементами, м.

Расчетную анкерную реакцию на 1 м стенки по длине сооружения определяют статическим расчетом на втором этапе.

Примечание - Для металлического шпунта расчет максимального изгибающего момента ведут на 1 м по длине стенки.

Усилия (изгибающие моменты) в элементах стенок больверка от навала судна и ледовых нагрузок суммируются с усилиями, полученными статическим расчетом по 11.3.21.

• при определении устойчивости (высоты) на суммарную нагрузку от активного и пассивного давлений грунта с учетом эксплуатационных нагрузок на территории причала за анкерной опорой и анкерного усилия R а ;
• при определении прочности на реактивное давление грунта перед опорой, вызванное действием анкерного усилия R а ;
• на усилия от швартовных воздействий, определяемых по 11.3.25.

Величина анкерного усилия R а на 1 м стенки по длине сооружения равна расчетной анкерной реакции, полученной статическим расчетом по 11.3.21 с учетом коэффициента К а, учитывающего перераспределение эпюры активного давления грунта, неравномерность натяжения анкеров, зависание грунта на анкерах.

Коэффициент К а принимают равным 1,5.

Примечания

• 1 В первом приближении значение анкерного усилия R а принимают по аналогам.
• 2 Усилия от швартовных воздействий учитывают только при расчетах стенок тумбовых массивов.

где Sg - поперечная проекция расчетной швартовной нагрузки, кН, определяемая в соответствии с требованиями СП 38.13330; l Т - длина тумбового массива, м; hS - высота от уровня крепления анкера по линии приложения нагрузки Sg , м; l л - условный пролет лицевой стенки больверка, м, определяемый статическим расчетом лицевой стенки больверка (см. 11.3.19).

Усилие от швартовной нагрузки суммируют с анкерным усилием R а .

Усилия, действующие в элементах железобетонных анкерных плит таврового или ребристого сечений, в поперечном направлении определяются:

• в плите между ребрами - как в балке на двух опорах с консолями;
• в полке - как в консольной балке, защемленной в месте примыкания полки к ребру.

СП 287.1325800.2016

Расчет анкерной плиты следует выполнять с использованием апробированных методик.

• на вертикальную нагрузку от веса шапочной балки, веса грунта над ней, а для сжатой сваи - дополнительно от эксплуатационных нагрузок на территории причала;
• горизонтальную нагрузку, равную анкерному усилию (см. 11.3.24).

Вертикальные нагрузки принимают по длине, равной шагу свайных козловых опор.

где F - расчетная вертикальная нагрузка, кН; α p, α c - углы наклона к вертикали растянутой и сжатой соответственно свай козловых опор, град;

R a - анкерное усилие, кН/м (см. 11.3.24);

S к - шаг свайных козловых опор, м;

G c - вес сваи в конструкции, кН, определяемый при коэффициенте надежности по нагрузке γ f = 1,05 для сжатой сваи и γ f = 0,95 для растянутой сваи козловых опор.

V - расчетная вертикальная нагрузка, кН

Примечание - См. обозначения в 11.3.29.

Рисунок 11.3 - Схема к определению усилий в сваях козловых опор

СП 287.1325800.2016

В случаях приближения опор к лицевой (экранирующей) стенке несущую способность участков свай, расположенных выше естественного откоса, следует принимать не более 50 % определенной для того же грунта в условиях естественного залегания.

где R а.т - растягивающее усилие в анкерной тяге, кН, определяемое по 11.3.35;

An - площадь сечения тяги нетто, м² γ с = 1;

Ry - расчетное сопротивление материала анкерной тяги растяжению, кПа, принимаемое по СП 16.13330.

В местах резьбовых соединений расчетное поперечное сечение тяги принимают по внутреннему диаметру резьбы.

где R а - анкерное усилие, кН/м (см. 11.3.24);

S a - шаг анкеров, м; α - угол наклона анкерной тяги к горизонтали, град. В случаях, когда в экранированном больверке лицевая стенка анкеруется за экранирующую, а экранирующая - за анкерную опору, усилие в переднем анкере определяется по формуле

где К a - коэффициент, принимаемый по 11.3.24;

R л - усилие в переднем анкере на 1 м стенки по длине сооружения, кН/м, равное расчетной анкерной реакции лицевой стенки больверка, полученной статическим расчетом по 11.3.21;

S п - шаг передних анкеров, м; α п - угол наклона передней анкерной тяги к горизонтали, град.

При расчете анкерных тяг тумбовых массивов следует учитывать усилия от

; швартовных воздействий по 11.3.25.

Усилия для подбора сечения распределительного пояса следует определять по формулам:

где l - расчетный пролет многопролетной балки, м, равный шагу анкеров.

Сечение распределительного пояса следует определять расчетом на прочность при изгибе согласно требованиям СП 16.13330.

Расчет прочности анкерных тяг следует выполнять по 11.3.34.

Перемещение стенки больверка следует определять при расчетных характеристиках грунтов и нагрузках, применяемых в расчетах по второй группе предельных состояний.

Перемещение от эксплуатационных нагрузок не должно превышать предельно допустимых перемещений, если нет других ограничений.

Предельно допустимые перемещения приведены в [23].

СП 287.1325800.2016 больверка, анкерных опор по образованию и раскрытию трещин следует выполнять на усилия, полученные статическим расчетом соответственно по 11.3.21, 11.3.26, 11.3.28 и 11.3.29 при расчетных нагрузках и характеристиках грунтов, коэффициенты, надежности которых по нагрузкам и весу грунта равны единице. При этом усилия от навала судна или ледовых нагрузок не учитываются.

При этом глубина погружения элементов лицевой стенки больверка должна быть не менее полученной из условия устойчивости на поворот вокруг точки крепления анкера (см. 11.3.15).

При этом должны быть обеспечены устойчивость и прочность первой экранирующей стенки.

11.4Особенности расчета причальных сооружений на слабых грунтах

где j - индекс точки на лицевой стенке, для которой определяется деформация; v - линейная скорость деформации, м/сут, по касательной к дуге поверхности скольжения сдвигаемого массива; t -период времени, сут, соответствующий расчетному сроку службы сооружения; rj - величина радиуса, м, до j -й точки, в которой определяют деформацию; r -радиус сдвигаемого массива, м.

• коэффициент вязкости η - по графикам на рисунке 11.4;
• коэффициенты, характеризующие изменение вязкости с глубиной ζ , по формуле

где γ red - средневзвешенное значение удельного веса вышележащих слоев грунта, кН/м³ ; y - углы наклона касательных в точках графика (см. рисунок 11.4), соответствующих значениям вязкости грунтов по линии поверхности глубинного сдвига с учетом порового давления и нагрузки.

В особо ответственных случаях коэффициенты η и ζ рекомендуется определять по результатам испытания образцов грунта ненарушенной структуры по консолидированно-дренированной схеме при нормальных напряжениях, соответствующих весу вышележащих слоев грунта, с учетом эксплуатационной

СП 287.1325800.2016 нагрузки.

Во всех других случаях замену слабых грунтов следует обосновывать техникоэкономическими расчетами.

Рисунок 11.4 - Графики значений коэффициента

1 -7 - касательные η

12.2Основные положения расчета

• с несущей способностью элементов по прочности, трещиностойкости;
• деформациями конструкции в целом и ее элементов;
• несущей способностью свай и шпунта при действии осевых усилий;
• предельными значениями горизонтальных компонентов реакций грунта по боковой поверхности свай и шпунта.

• для набережных, технологических площадок узких пирсов для переработки навалочных и наливных грузов, пассажирских и судоремонтных пирсов, палов пространственную рамную конструкцию на упругих (нелинейно-упругих) опорах с промежуточными связями или без них и жесткий ростверк, если высота ригелей, приведенных к прямоугольному сечению, составляет не менее 1:4,3 ширины ростверка;
• для верхнего строения соединительных эстакад узких пирсов - многопролетную балку или плиту на упругих опорах при омоноличивании или сварке продольных ригелей смежных пролетов и однопролетные балки при свободном опирании балок на поперечные ригели.

При учете образования в грунте зон пластических деформаций граница между областями упругого (модель основания в виде коэффициента постели) и пластического деформирования определяется равенством реакций грунта, получаемых с помощью этих двух расчетных моделей, на границе упругой и пластической зон.

При значениях коэффициента продольного изгиба Jх = Jy < 0,9 в сваях расчет конструкции должен быть откорректирован в соответствии с матрицей деформаций стержня, подверженного действию продольно-поперечного изгиба.

Расчетную длину опор с учетом условного защемления следует принимать в зависимости от положения их на откосе и направления действия горизонтальной силы перпендикулярно кордону в сторону акватории, вдоль кордона и перпендикулярно кордону в сторону берега.

от продольной силы N в элементе относительно центра тяжести сечения, где

СП 287.1325800.2016 здесь V(Z) и Vr -прогибы в сечениях с координатой Z и в голове опоры соответственно; N кр - критическая сжимающая сила;

Nкр = π 2 EJ (μ l) 2 ; здесь EJ - жесткость элемента; l - расчетные длины свай, принимаемые по указаниям 12.2.5; μ - принимают по таблице 12.1.

При наличии ребер другого направления с шагом, меньшим, чем шаг ребер рассматриваемого направления, и при высоте полки hf ≥ 0,1 h ( h - высота сечения ребра) свес полки b с следует принимать равным половине расстояния в свету между ребрами рассматриваемого направления.

При отсутствии ребер другого направления или при их шаге, большем, чем шаг ребра рассматриваемого направления, а также если hf < 0,1 h , свес полки b с = 6/ hf .

При консольных свесах полки

• если hf ≥ 0,1 h , b c = 6 hf ;
• если 0,05 h = hf < 0,1 h , b c = 3 hf ;
• если hf < 0,05 h , то свесы не учитываются.

СП 287.1325800.2016

Таблица 12.1 Определение коэффициентов μ в зависимости от схемы закрепления сваи

• сосредоточенные силы - как опорные реакции, полученные по линиям влияния продольных (подкрановых) ригелей при действии крановых и железнодорожных нагрузок, если они располагаются в пределах расчетной ширины ригеля, и расчетных ригелей шириной 12 hf , расположенных под осями железнодорожных путей, при действии железнодорожных нагрузок и учете собственного веса продольных ригелей; расчетной схемой ригелей являются соответствующие балки на упругоподатливых опорах с коэффициентами податливости, равными осадкам поперечных рам от действия единичных сил, приложенных в месте расположения центральных осей соответствующих продольных ригелей;
• равномерно распределенные нагрузки -как нагрузки интенсивностью, определяемой площадью сбора нагрузок с левого и правого полупролетов, расположенных между данной поперечной рамой и соседних с ней, с учетом собственного веса элементов полупролетов, включая поперечные ригели.

Вертикальные нагрузки на продольные рамы (основные несущие системы) определяются следующим образом:

• сосредоточенные силы - по фактическим значениям крановых нагрузок и железнодорожных нагрузок, действующих в пределах полосы ростверка от его конца до середины пролета, примыкающего к прикордонному или тыловому ряду опор для прикордонного или тылового ригеля, а для средних продольных ригелей - по фактическим значениям железнодорожных нагрузок, действующих в пределах левого и правого примыкающих полупролетов, расположенных между данным продольным

СП 287.1325800.2016 ригелем и соседними с ним;

• равномерно распределенные нагрузки -как нагрузки интенсивностью, определяемой указанной выше площадью сбора нагрузок продольных ригелей с учетом собственного веса элементов, находящихся в зоне сбора нагрузок, включая продольные ригели.

При расчете продольных рам коэффициент податливости свайной опоры следует принимать равным осадке примыкающей к этой опоре поперечной рамы от действия единичной силы, приложенной в месте расположения центральной оси продольного ригеля.

где k - коэффициент пропорциональности упругих свойств грунта, кН/м 4 , принимаемый по таблице 8.1; z - текущая координата по высоте стенки (глубина расположения сечения сваи в грунте, для которой определяется коэффициент постели, по отношению к поверхности грунта, м); bр - условная расчетная ширина сваи, принимаемая равной:

• для свай с диаметром стволов до 0,8 м и более b p = d + 1;
• для остальных размеров сечений свай b p =1,5 d + 0,5 м.

На поверхности грунта основания коэффициент постели равен нулю. Значение коэффициента постели в слое каменной призмы подпричального откоса также принимают равным нулю.

При погружении сваи в многослойное грунтовое основание расчетные значения коэффициента постели сz грунта в горизонтальном направлении по боковой поверхности сваи допускается определять по формуле (13.1) согласно рисунку 13.1.

При этом значение коэффициента постели c с на сдвиг вдоль оси сваи для рассматриваемого сечения определяется выражением

где и периметр сваи.

Коэффициент жесткости подошвы сваи, кН/м, определяется выражением

где c 0 - значение коэффициента постели на уровне подошвы сваи;

А - площадь сечения сваи по подошве.

При расчетах свай на действие продольных нагрузок значения сил трения на части сваи в грунте от реактивного давления грунта не должны превышать предельно допустимые значения сил трения по боковой поверхности сваи, нормируемые СП 24.13330.

где c с1 (r) , c с2 (r) , c ∗ находят по выражениям (12.4) и (12.5); l 0 - свободная длина сваи, равная расстоянию от ее заделки в ростверке до поверхности грунта;

СП 287.1325800.2016

Е - модуль упругости материала опоры.

Для опор, забуриваемых в полускальные и скальные основания,

где d - глубина забуривания сваи.

Изгибающие моменты М и перерезывающие силы Q в головах свай определяют как геометрические суммы соответствующих значений М и Q , полученных при расчете поперечных и продольных рам на действие каждого вида нагрузки в отдельности. Значение продольной силы в свае определяют из расчета поперечной рамы.

Зона активной деформации грунта определяется координатой точки на лицевой стенке, горизонтальное смещение U в которой равно критическому смещению Uu , определяемому по формуле (соответствует наступлению за стенкой предельного активного напряженного состояния)

где du - глубина расположения точки с критическим горизонтальным смещением ниже поверхности засыпки (глубина зоны активной деформации), м; ηu 2 - критический угол перекоса, равный

здесь as ′ - коэффициент уплотнения, принимаемый по данным компрессионных испытаний; допускается принимать as ′ =1/ ES ( E S - модуль деформации грунта в данной точке, МПа); λ 0 - коэффициент давления покоя; λ a - коэффициент бокового активного давления грунта; ϕ - угол внутреннего трения грунта в рассматриваемой точке, град;

U , Uu и du уточняются в процессе итераций. При ограничениях по глубине забивки шпунта либо на слабых консолидируемых основаниях Uu может соответствовать ордината критической точки, находящейся на уровне низа шпунта.

Грунт ниже линии «условного дна» моделируется упругим основанием с коэффициентом постели. Для участков сваи, находящихся выше уровня «условного дна», коэффициент постели принимают равным нулю.

Упругая схема работы грунтового основания в виде коэффициента постели сохраняется, если

где p ( z ) - реакция упругого основания в сечении с координатой z ; pu ( z ) - предельное значение реакции основания в той же точке.

В противном случае, т. е. при p ( z ) и р ≥ рu ( z ) упругое основание заменяют в пределах рассматриваемого участка предельной эпюрой пассивного сопротивления грунта.

Несущую способность свай и других опор определяют по формуле

где N - расчетная нагрузка на сваю или свайный фундамент, кН;

F d - расчетная несущая способность одиночной сваи по грунту основания, определяемая по СП 24.13330, кН; γk - коэффициент надежности, принимаемый по СП 24.13330.

• несущей способности сваи по грунту основания;
• несущей способности материала сваи в соответствии с СП 41.13330, СП

СП 287.1325800.2016

63.13330, СП 16.13330, СП 64.13330.

Примечание - Несущую способность свай по грунту следует уточнять по результатам их испытаний динамической нагрузкой, статическим зондированием и статической нагрузкой в соответствии с требованиями ГОСТ 5686, СП 24.13330, СП 22.13330. Тип и число испытаний устанавливаются проектной организацией.

13.1Общие положения

Требования, изложенные в настоящем разделе, распространяются на расчет гибких односвайных и многосвайных отбойных палов. В случае многосвайного пала все сваи следует принимать одинаковой жесткости, а распределение усилий при навале судна - равномерным между сваями.

13.2Основные конструктивные требования

В плане сваи размещаются в пределах либо прямоугольника, либо трапеции. Сваи могут быть забиты с небольшим наклоном в сторону акватории, что позволяет повысить энергопоглощающую способность пала.

13.3Основные положения расчета

Расчетной схемой отбойного пала при действии горизонтальной силы является гибкий вертикальный стержень, погруженный в грунт основания, свойства которого моделируются коэффициентом постели.

СП 287.1325800.2016

a - перемещение пала, м, под действием силы F в точке ее приложения; DN - наружный диаметр пала, м; t п - глубина погружения пала, м; tmp - толщина стенки пала, мм; φ - угол отклонения пала от вертикали под действием силы F в точке ее приложения

Примечание - См. также обозначения в 13.3.3.

Рисунок 13.1 - Расчетная схема гибкого пала при действии горизонтальной силы

При многослойном грунтовом основании в сечении пала на глубине z, расположенном в ( i+ 1)-м слое грунта (см. рисунок 13.1), расчетное значение коэффициента постели допускается определять по формуле

где Кi - коэффициент пропорциональности упругих свойств iго грунта, кН/м 4 , принимаемый по таблице 8.1; t i - толщина i -го слоя грунта, м; z - текущая координат по высоте пала (глубина расположения сечения пала в грунте, для которой определяется коэффициент постели, по отношению к поверхности грунта), м; п - число вышележащих слоев грунта; b р -условная расчетная ширина пала, принимаемая равной:

• для свай с диаметром стволов до 0,8 м и более b p = d + 1;
• для остальных размеров сечений свай b p =1,5 d + 0,5 м.

• расчет прочности пала по материалу, включающий в себя проверку сечения пала по предельным состояниям первой и второй групп на совместное действие расчетных усилий - продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы;
• расчет пала по деформациям, включающий в себя проверку соблюдения условий допустимости расчетных значений горизонтального перемещения головы пала и угла ее поворота;
• расчет устойчивости грунтового основания, окружающего пал, включающий в себя проверку соблюдения условия ограничения расчетного давления, оказываемого на грунт боковыми поверхностями пала.

где Fq - расчетная горизонтальная сила, кН, приложенная в точке навала судна;

СП 287.1325800.2016 а - перемещение пала, м, под действием силы в точке ее приложения.

где F отб - усилие, кН, при котором реализуется паспортная энергоемкость отбойных устройств.

14.1Общие положения

Требования настоящего раздела распространяются на проектирование конструкций из цилиндрических ячеек из плоского стального шпунта и узких засыпных пирсов в виде взаимозаанкеренного больверка (рисунок 14.1).

Рисунок 14.1 - Схема конструкций из цилиндрических ячеек (а) и конструкций узких засыпных пирсов (б)

14.2Расчет конструкций из цилиндрических ячеек

где Mt - суммарный момент от внешних горизонтальных нагрузок относительно центра тяжести подошвы сооружения, кН∙м;

СП 287.1325800.2016

Мr - суммарный момент удерживающих сил, относительно центра тяжести подошвы сооружения, кН∙м.

где d - диаметр конструкции, м;

Еа д -горизонтальная составляющая активного давления грунта засыпки, кН/м (см. 14.2.5); ϕ red - средневзвешенное значение угла внутреннего трения грунта в сооружении, град; f - коэффициент трения в замках шпунтовой конструкции, принимаемый равным 0,4; N - равнодействующая дополнительных сил сопротивления смещению грунта в сооружении по вертикальной плоскости за счет сопротивления дополнительных элементов жесткости (противоледовый пояс, бетонное кольцо и т. п.), кН (см. 14.2.6); δ - угол трения грунта о шпунтовую конструкцию, принимаемый равный 0,667 ϕ red , но не более 30 ° , град;

М 0 -момент реактивного давления, действующего на внешнюю поверхность конструкции, относительно подошвы сооружения, кН · м (см. 14.2.7).

где ηi - коэффициент уменьшения давления грунта, определяемый по графику на рисунке 14.2;

Еa - горизонтальная составляющая активного давления от веса грунта засыпки, определяемая в соответствии с разделом 8 и приложением Г.

где А - площадь поперечного сечения элемента жесткости, м² ;

R - расчетное сопротивление на срез (растяжение) материала элемента жесткости, кПа.

Рисунок 14.2 - График изменения коэффициента η

где aE - расстояние от горизонтальной составляющей активного давления грунта Еaq подошвы сооружения, м;

Еaq - горизонтальная составляющая активного давления грунта с внешней стороны ниже уровня дна, кН.

где Р з - разрывающее усилие в замках шпунтовой конструкции, кН/м (см. 14.2.9); R з - предельное сопротивление в замках разрывающему усилию, кН/м.

СП 287.1325800.2016

з,гр - разрывающее усилие от активного давления грунта в сооружении, кН/м; где Р

Р з,F - разрывающее усилие от активного давления грунта, кН/м, вызванное внешней горизонтальной нагрузкой.

Разрывающие усилия Р 3,гр , Р 3,F следует определять по формулам:

где Pa ,max - максимальная ордината эпюры активного давления грунта, кПа;

F -горизонтальная нагрузка на сооружение, кН;

GK - собственный вес сооружения от верха до отметки максимальной ординаты эпюры активного давления грунта, кН.

где Ра - максимальная ордината давления грунта на плоскую стенку, кПа, определяемая в соответствии с требованиями раздела 8 и приложения Г; η i - коэффициент уменьшения давления грунта, определяемый по рисунку 14.2.

14.3Расчет конструкций узких засыпных пирсов

• на нескальном основании

• на основании, подстилаемом скальным грунтом,

где b п - ширина пирса, м;

Еа 1 - горизонтальная составляющая активного давления грунта на лицевую стенку пирса, кН/м;

Еа 2 - горизонтальная составляющая активного давления грунта с внешней стороны ниже уровня дна на лицевую стенку пирса, кН/м; δ 1 - угол трения грунта о лицевую стенку пирса, принимаемый 0,667 ϕ red , но не более 30 ° , град; δ 2 - угол трения грунта о лицевую стенку пирса с внешней стороны, принимаемый 0,667 ϕ red 2, но не более 30° ( ϕ red 2 - средневзвешенное значение угла внутреннего трения грунта ниже уровня дна с внешней стороны лицевой стенки пирса), град; a п - расстояние между поперечными стенками, м;

M 0 - момент реактивного давления грунта на внешнюю поверхность лицевой стенки пирса относительно подошвы сооружения, кН/м (см. 14.3.3).

Примечание - При отсутствии поперечных стенок третий член в формулах (14.11), (14.12) равен нулю.

где aE2 - расстояние от горизонтальной составляющей активного давления грунта Еа 2 до подошвы сооружения, м.

Расчет конструктивных элементов пирса следует выполнять в соответствии с разделом 11.

СП 287.1325800.2016

15.1Основные конструктивные требования

Отметку низа надстройки следует принимать ниже расчетного уровня воды не менее чем на 0,2 м.

15.2Основные положения расчета

• воздействие на сооружение значительных ледовых нагрузок и перепадов температур;
• наличие на реках Крайнего Севера бурных весенних паводков, сопровождающихся ледоходом, большим подъемом уровня воды и наводнениями;
• наличие мерзлоты в основании сооружения и возможность ее деградации, термоабразия морских берегов;
• промерзание обратной засыпки сооружения в осенне-зимний и весенний периоды;
• возможность использования льда и ледогрунта в качестве строительного

СП 287.1325800.2016 материала и холода (отрицательной температуры внешней среды) как фактора строительного производства.

При отсутствии данных о размерах льдин и их скорости движения ледовые нагрузки допускается определять в соответствии с СП 38.13330.

При отсутствии таких данных высоту ледогрунтового ядра допускается принимать равной расстоянию от отметки кордона сооружения до нижней кромки льда на расчетный момент времени.

• угол внутреннего трения мерзлых грунтов равным углу внутреннего трения талого (немерзлого) грунта;
• предельно длительное сцепление мерзлых грунтов

где ас и bс - параметры, кПа, зависящие от грунта:

• для песка
• для связных грунтов

Допускается в расчетах принимать для мерзлых грунтов предельное эквивалентное сцепление как комплексную характеристику, учитывающую совместно силы сцепления и трения, определяемую в соответствии с ГОСТ 12248 и СП 25.13330.

15.3Расчет причальных сооружений типа больверк на ледовую нагрузку

• коэффициент постели изменяется по высоте стенки больверка по линейному закону;
• при деформации стенки больверка в сторону акватории условные опоры, расположенные выше отметки дна у сооружения, из расчета исключаются, жесткость условных опор ниже отметки дна определяют по характеристикам грунта перед стенкой;
• при нагрузке на условную опору, превышающую ее несущую способность, опора заменяется силой, равной по значению несущей способности условной опоры и направленной в противоположную сторону нагрузке.

СП 287.1325800.2016

• в зоне мерзлого грунта где

• ниже слоя промерзшей засыпки

где qh -интенсивность вертикального давления грунта на отметке нижней границы слоя промерзшей засыпки, кПа; χ - коэффициент, определяемый по формуле (15.4); γ - удельный вес грунта, кН/м³ ; z - текущая координата, отсчитываемая от отметки нижней границы слоя промерзшей засыпки, м; λп - коэффициент бокового давления грунта.

Коэффициент χ определяют по формуле

ϕ - угол внутреннего трения грунта, град; δ м - угол трения призмы обрушения по слою промерзшей засыпки, принимаемый равный 0,33 ϕ , град; δ - угол трения грунта о стенку, принимаемый равный 0,667 ϕ , град.

где k - коэффициент пропорциональности талого грунта, кН/м 4 , по 8.20;

Е м, Е - модули упругости мерзлого и талого грунтов соответственно, кПа.

В предварительных расчетах для песчаной засыпки допускается принимать К м = 8 К .

Модуль упругости мерзлого грунта Е м допускается приблизительно определять по таблице 15.1.

Таблица 15.1 Модуль упругости мерзлых грунтов в зависимости от температуры

Величину повышенной эксплуатационной равномерно распределенной нагрузки допускается определять по формуле

где q - эксплуатационная равномерно распределенная нагрузка на территории причала, кПа.

Для таких случаев следует проверить прочность и устойчивость сооружения при повышенной эксплуатационной равномерно распределенной нагрузке.

15.4Расчет конструкций из цилиндрических ячеек

где Мr - суммарный момент удерживающих сил, кН · м, определяемый по 14.2.4; d - диаметр конструкции, м; h я - высота ледогрунтового ядра, м;

R cp -прочность ледогрунтового ядра на срез, кПа;

М с.я -реактивный момент, кН · м, возникающий при отрыве ледогрунтового ядра от

СП 287.1325800.2016 конструкции в результате ее смещения в плоскости смерзания;

М п.я - реактивный момент, кН · м, возникающий при отрыве ледогрунтового ядра от конструкции в результате ее поворота в плоскости, перпендикулярной плоскости смерзания.

Реактивные моменты М с.я , М п.я допускается определять по формулам

где R см - прочность смерзания ледогрунтового ядра с материалом конструкции, кПа; R п - прочность ледогрунтового ядра на изгиб, кПа, принимаемая равной 0,5 R сж ( R сж прочность на сжатие).

Примечание - При отсутствии натурных данных, подтверждающих смерзание ледогрунтового ядра с конструкцией, реактивные моменты М с.я и М п.я принимают равными нулю. 15.5 Расчет конструкций узких засыпных пирсов

где Мr - суммарный момент удерживающих сил, кН · м/м, определяемый по 14.2.10;

М см - реактивный момент, кН · м/м, возникающий при отрыве ледогрунтового ядра от поперечных стенок;

М м - реактивный момент, кН · м/м, возникающий при отрыве ледогрунтового ядра от лицевой стенки.

Реактивные моменты М см, М м допускается определять по формулам:

где а п - расстояние между поперечными стенками, м.

Примечание - При отсутствии смерзания ледогрунтового ядра со стенками реактивные моменты М см и М м принимают равными нулю.

15.6Расчет откосных сооружений

где Fh - горизонтальная ледовая нагрузка на сооружение, кН; α - угол наклона по материалу поверхности откоса к горизонтали, град; f - коэффициент трения льда по материалу поверхности вползания, принимаемый по таблице 15.2; l с - длина сооружения, равная 1 м; γ л - удельный вес льда, кН/м³ ; t d - расчетная толщина льда, м; с - удельное сцепление льда, кПа.

Таблица 15.2 Коэффициенты трения льда по материалу поверхности вползания

Высоту возможного вползания льда на откос сооружения от уровня воды следует определять по формуле

где β л - угол естественного откоса льда в навале, принимаемый равный β л = 30 ° ; f - коэффициент трения льда по льду (см. таблицу 15.2).

СП 287.1325800.2016 основании на нагрузку, равную ледовой.

где N 0 - сила, отрывающая плиту, кН;

Rl - смерзание плиты с подстилающим грунтом основания, кН

здесь l пл - длина плиты, контактирующей со льдом, м; R с.л - прочность смерзания льда с материалом плиты, кПа;

А - площадь плиты, контактирующей с мерзлым грунтом основания, м² ;

R с.г - прочность смерзания мерзлого грунта основания с материалом плиты, кПа.

Примечание - При отсутствии натурных данных, подтверждающих смерзание плиты с подстилающим грунтом основания, величину Rl принимают равной нулю.

15.7Расчет ледяных сооружений

где Pb - подъемная сила всплытия ледяного массива, кН, определяемая по формуле

здесь V л - объем ледяного массива, находящегося в воде, м³ ; γ в, γ л -удельный вес воды и льда, кН/м³;

Gл.с - вес ледяного сооружения, кН.

где Fh - ледовая нагрузка, отнесенная к 1 м длины сооружения, кН/м;

RCF - расчетная несущая способность на срез сечения (1 м по длине сооружения) на уровне действия ледовой нагрузки, кН/м;

здесь bF - ширина сечения на уровне действия ледовой нагрузки, м;

Rс.л - расчетное сопротивление льда на срез, кПа.

При отсутствии данных допускается расчетное сопротивление искусственного льда на срез Rс.л принимать равным 0,4Rсж ( Rсж -расчетное сопротивление льда сжатию, допускается принимать по таблице 15.3).

Т а б л и ца 15.3 Расчетные сопротивления льда сжатию в зависимости от его солености

16.1Основные положения расчета

Причальные сооружения следует рассчитывать на два уровня сейсмических воздействий: максимальное расчетное землетрясение (МРЗ) и проектное землетрясение (ПЗ).

При проектировании причальных сооружений для определения нормативной сейсмичности района строительства следует применять действующую систему карт общего сейсмического районирования или списки населенных пунктов Российской Федерации, расположенных в сейсмических районах.

СП 287.1325800.2016

• оценку сейсмичности площадки строительства;
• определение сейсмических нагрузок, действующих на сооружение при сейсмическом воздействии;
• определение усилий в конструктивных элементах сооружения от сейсмических нагрузок при его колебаниях по главным формам, а для распорного сооружения - и от сейсмического давления грунта;
• проверки прочности элементов конструкции и устойчивости сооружения на особое сочетание нагрузок в соответствии с перечнем предельных состояний первой группы в соответствии с ГОСТ 27751.

При этом к грунтам основания в расчетной схеме следует относить:

• для сооружений распорного типа - грунты, расположенные ниже границы динамической расчетной схемы;
• для свайных пирсов и набережных - грунты, расположенные ниже уровня действия максимальных изгибающих моментов в сваях в грунте.

Динамические деформационные и прочностные характеристики материалов сооружений и грунтов оснований при расчете сейсмостойкости гидротехнических сооружений классов I и II следует определять экспериментально; для сооружений классов III и IV допускается применение справочных данных.

Для всех сооружений можно применять данные натурных исследований, в том числе:

• результаты геофизического мониторинга тела и основания плотины, при этом известные корреляционные зависимости применяют для перехода от данных, отвечающих частотному спектру колебаний при геофизических изысканиях, к прогнозируемому частотному спектру колебаний в расчетном сейсмособытии;
• фактические собственные частоты колебаний сооружения, измеренные в ходе тестовых динамических испытаний или в процессе стационарных инженерносейсмометрических наблюдений;
• данные прочностных испытаний и неразрушающего контроля для образцов, выбуренных из тела плотины и основания.

В случаях отсутствия соответствующих экспериментальных данных допускается применять корреляционные связи между значениями статического модуля общей деформации по СП 14.13330 (или статического модуля упругости по СП 14.13330 и динамического модуля упругости по СП 14.13330), определяемыми геофизическими методами. Допускается также применение статических прочностных характеристик материалов сооружения и грунтов основания; при этом следует вводить дополнительные коэффициенты условий работы, устанавливаемые нормами проектирования соответствующих сооружений для учета влияния на эти характеристики кратковременных динамических воздействий.

где K 0 - коэффициент, учитывающий назначение сооружения и его ответственность; принимают по СП 14.13330;

K 1 - коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения зданий и сооружений; принимают по СП 14.13330;

S 0ik j -значение сейсмической нагрузки для i -й формы собственных колебаний сооружения, определяемое в предположении упругого деформирования конструкций по формуле

здесь mk j -масса сооружения или момент инерции соответствующей массы сооружения, отнесенные к точке k по обобщенной координате j , определяемые с учетом расчетных нагрузок на конструкции;

А значение ускорения в уровне основания, принимаемое равным 1,0; 2,0; 4,0 м/с 2 для расчетной сейсмичности 7, 8, 9 баллов соответственно; βi - коэффициент динамичности, соответствующий i -й форме собственных колебаний

СП 287.1325800.2016 сооружений;

K y - коэффициент, учитывающий способность сооружений к рассеиванию энергии; η ik J - коэффициент, зависящий от формы деформации сооружения при его собственных колебаниях по i -й форме, узловой точки приложения рассчитываемой нагрузки и направления сейсмического воздействия.

где Xi (xk ) и Xi (x j) - смещения сооружения при собственных колебаниях по i -й форме в рассматриваемой точке k и во всех точках j , где в соответствии с расчетной схемой его масса принята сосредоточенной; mj - масса сооружения, отнесенная к узловой точке j , определяемая с учетом расчетных нагрузок на конструкцию.

При этом интенсивность горизонтальных составляющих активного и пассивного боковых давлений грунта следует определять по формулам:

где Ра н, Рр н -интенсивность горизонтальных составляющих активного и пассивного давлений несвязного грунта соответственно, кН/м² ;

Ра с , Рр с - интенсивность горизонтальных составляющих активного и пассивного давлений соответственно, обусловленная связностью грунта, кН/м² ;

А э a , А э р - эффективные коэффициенты сейсмичности для зон активного и пассивного давлений грунта соответственно; ε а , ε р - углы отклонения от вертикали равнодействующей сил веса и сейсмической силы соответственно, град; ϕ - угол внутреннего трения грунта, град;

здесь nа , nар - число учитываемых масс, расположенных соответственно в призмах распора и выпора (отпора) грунта; υ - количество учитываемых форм свободных колебаний сооружения;

GKвзв - расчетный вес в К -й точке с учетом взвешивающего воздействия воды, кН; γ f = 1.

где N ф i - флуктуационное (изменяющееся по направлению при землетрясении) усилие в рассматриваемом сечении конструкции от действия сейсмической нагрузки, определяемой по формуле (16.1), кН и кН · м.

СП 287.1325800.2016

где N ост -расчетное усилие (остаточное) в рассматриваемом сечении от действия сейсмического остаточного давления грунта, интенсивность которого определяют по формулам (16.4) и (16.5), кН и кН · м.

здесь n у -число сосредоточенных масс в динамической расчетной схеме, охватываемых сдвигаемой зоной сооружения, границы которой определяются на основании расчета устойчивости сооружения без учета сейсмического воздействия.

Предельная сила сопротивления грунта должна быть больше сдвигающей сейсмической силы:

где G - расчетный вес сдвигаемого грунта, кН; ϕ - расчетный угол внутреннего трения грунта основания, град.

При нарушении условия (16.14) следует либо удалять слабый грунт с заменой его на крупнообломочные или песчаные крупнозернистые грунты, либо закреплять его.

Следует также закреплять либо заменять структурно неустойчивые к динамическим воздействиям водонасыщенные грунты [способные к разжижению рыхлые пески независимо от влажности и крупности и слабые пылевато-глинистые (илистые) грунты].

Проверка возможности нарушения структуры несвязных грунтов изложена где в [28].

где Ep ′s - сила сопротивления сдвигу прямоугольного элемента, кН, определяемая по формуле

Ep ′′s - сила сопротивления сдвигу треугольного элемента, кН, определяемая по формуле

δ - угол трения материала отсыпки по плоскости восприятия отпора лицевой стенкой, град; c - сцепление грунта основания, кН/м² ; b - ширина прямоугольного элемента;

G 1 и G 2 - вес прямоугольного и треугольного элементов соответственно призмы замененного грунта, кН; θ - угол наклона откоса котлована, который следует назначать меньшим угла выпора грунта основания при сейсмическом воздействии.

Примечание - См. обозначения в 16.1.14 и 16.1.15.

Рисунок 16.1 - Сопротивление сдвигу призмы замененного грунта при сейсмическом воздействии

СП 287.1325800.2016

16.2Основные конструктивные требования

В сооружениях массивовой кладки следует использовать фасонные в поперечном сечении сооружения блоки или монолитную железобетонную обвязочную балку (шпонку) в верхнем курсе массивов.

В сооружениях эстакадного типа рекомендуется предусматривать пластические поглотители энергии колебаний (устройства типа диагональных связей между сваями эстакады), гасители колебаний или сейсмоизоляцию плиты верхнего строения.

При возведении сооружения рекомендуется обеспечить одинаковое предварительное напряжение анкерных тяг.

На анкерных тягах рекомендуется постановка специальных элементов, предназначенных для выравнивания усилий в анкерах в процессе эксплуатации сооружения.

1 - шпонка; 2 - каркас; 3 - бетон класса B35 на легком заполнителе; 4 - полки плит покрытия; 5 - цементно-бетонное покрытие

Рисунок 16.2 - Омоноличивание сборных плит покрытия

Антисейсмические швы в плитах покрытий верхнего строения следует закрывать компенсаторами или нательниками из оцинкованной стали, алюминия или пластмассы, не препятствующих их взаимному перемещению.

Швы между секциями заполняются упругими прокладками, не препятствующими горизонтальным смещениям секций. В качестве прокладок следует применять ленты из пенопласта, губчатой резины и других упругих материалов.

Целесообразность соединения секций эстакад между собой специальными связями, препятствующими относительному сдвигу секций в направлении, перпендикулярном продольной оси сооружения, устанавливают по результатам сопоставления расчетов на основные сочетания нагрузок с учетом сил навала судов и на особое сочетание нагрузок с учетом сейсмических сил. При этом конструкция связей должна исключать возможность их хрупкого разрушения при сейсмических колебаниях.

Рекомендуемая конструкция связей между секциями показана на рисунке 16.3.

СП 287.1325800.2016 одной из опор перекидными плитами, обеспечивающими раздельную работу эстакады и тылового сопряжения.

1 - стержень; 2 - труба; 3 - бетон омоноличивания; 4 - анкерующая арматура; 5 - сборный ригель

Рисунок 16.3 - Конструкция связи между секциями причала

Для придания большей жесткости омоноличивания стыкам ригелей со сваями необходимо применять безусадочный цемент, предусматривать мероприятия, препятствующие усадке бетона омоноличивания.

Узлы соединения железобетонных ригелей с железобетонными сваямиоболочками должны быть усилены применением сборных сеток, спиралей или замкнутых хомутов с учетом знакопеременных нагрузок.

17.2Подготовительные работы

СП 287.1325800.2016

• создание заказчиком опорной геодезической сети (высотные реперы, главные оси сооружений, опорная строительная сетка, красные линии);
• закрепление в натуре границ строительной площадки, установление межевых знаков, которые также осуществляются заказчиком своими средствами за свой счет;
• освоение строительной площадки - расчистка территории строительства, снос неиспользуемых в процессе работ строений и другие работы;
• создание складского хозяйства, мастерских и подсобных производств, обслуживающих строительное производство;
• устройство или монтаж временных жилых и производственных сооружений, а также возведение полностью или частично постоянных объектов порта (предприятия), предусмотренных к использованию для нужд строительства (например, энергосеть, водопровод, дороги, жилые здания и т. д.);
• инженерная подготовка строительной площадки - первоочередные работы по планировке территории, обеспечивающей организацию временных стоков поверхностных вод, перенос существующих подземных и надземных сетей, устройство постоянных или временных подъездных железнодорожных путей и автомобильных дорог, постройка причалов и в отдельных случаях судоходных трасс, устройство временных или постоянных источников и сетей водоснабжения и энергоснабжения, устройство телефонной и радиосвязи;
• организация и постройка полигона по изготовлению железобетонных и бетонных конструкций.

• сооружать склады на площадках, не подлежащих застройке в течение периода их эксплуатации и не затопляемых паводковыми водами;
• склады сборных конструкций и изделий следует располагать в зоне действия монтажных кранов или соответствующего подъемно-транспортного оборудования.

17.3Геодезические работы

Геодезические работы следует проводить в соответствии с [10].

17.4Строительство причальных сооружений из бетонных массивов

СП 287.1325800.2016 необходимо увеличить на период до наступления температуры воздуха выше 5 °С с последующим выдерживанием в течение срока, установленного по [10, таблица 4].

Опалубку вертикальных шахт ключевых отверстий разрешается разбирать при достижении бетоном прочности 2,5 МПа, а опалубку строповочных ящиков - только при достижении 100 %-ной проектной прочности бетона.

СП 287.1325800.2016 транспортных средств не допускается. Каждый массив следует укладываться на место по заранее установленным буйкам.

В случае, когда условия производства работ не позволяют обеспечить указанное выше требование, массив следует укладывать под воду на время, достаточное для оттаивания образовавшейся ледяной корки, и только после этого устанавливать в конструкцию.

Во время перерывов в работе при отрицательных температурах воздуха оснастка и приспособления для укладки массивов должны быть погружены в воду.

17.5Строительство причальных сооружений из массивов-гигантов

Допустимые отклонения от проектных размеров сборных железобетонных элементов для изготовления массивов-гигантов не должны превышать значений, приведенных в [10, таблица 6].

При наполнении массива-гиганта водой тросы лебедок должны быть туго натянуты. В процессе погружения за створами необходимо вести непрерывное наблюдение, отклонения от створов следует немедленно выправлять. При опускании массива-гиганта должны быть приняты меры, обеспечивающие его стенки и углы от повреждений в случае ударов о ранее установленный массив-гигант путем подвешивания мягких кранцев на углах.

В морях с приливно-отливными колебаниями уровня погружение массивагиганта следует начинать в начале отлива.

В случае если отклонения установленного массива-гиганта от проектного положения превышают допустимые, вода из массива-гиганта должна быть удалена в объеме, достаточном для его всплытия, массив-гигант должен быть отведен в сторону, постель выровнена. После этого массив-гигант следует устанавливать вторично.

Первую нивелировку следует проводить немедленно после установки массивагиганта на постель, вторую - после его загрузки.

К моменту начала загрузки массива-гиганта необходимо иметь в зоне работ запас материалов, достаточный для его заполнения за один прием без перерыва. Способы доставки материалов и схема механизации загрузки в каждом конкретном случае устанавливаются ППР.

17.6Строительство причальных сооружений типа больверк

Железобетонный шпунт должен соответствовать требованиям ГОСТ 13015. Использование стального шпунта разрешается при наличии сопровождающей

СП 287.1325800.2016 документации согласно ГОСТ 7566. Стальной шпунт должен соответствовать требованиям ГОСТ 4781.

Перед забивкой каждая шпунтина должна быть проверена на прямолинейность путем протаскивания через замки обрезка шпунтины длиной не менее 2 м. Одновременно следует проводить выправление небольших изгибов шпунта и вмятин замков.

Анкерные тяги должны быть проверены на соответствие требованиям проекта.

Сварные соединения стальных конструкций должны быть выполнены в соответствии с указаниями проекта и ГОСТ 5264.

СП 287.1325800.2016

17.7Строительство причалов эстакадного типа

Деревянные сваи следует изготовлять из лесоматериалов, удовлетворяющих требованиям СП 24.13330, которые перед изготовлением из них свай должны быть освидетельствованы комиссией с участием представителя заказчика.

Стальные трубчатые свайные элементы, поступающие в готовом виде или изготовляемые из стандартных труб на строительной площадке, не должны иметь вмятин и трещин. При устройстве свайных оснований причальных эстакад надлежит соблюдать требования СП 45.13330.

Состыкованная на полную длину свая-оболочка должна быть размечена по длине, замаркирована и принята по акту.

Наращивание свай-оболочек в процессе их погружения допускается в случаях, когда полная длина сваи-оболочки превышает возможности монтажного крана по высоте подъема и грузоподъемности.

Сварные стыки перед заделкой их бетоном должны быть освидетельствованы с оформлением акта на скрытые работы. К акту прилагаются документы об испытании сварных образцов, данные о фактических параметрах сварного шва и испытании его на водонепроницаемость, если это требуется проектом.

Омоноличивание бетоном зоны сварного стыка следует проводить на стенде стыкования.

СП 287.1325800.2016

При небольшом числе свай головы их допускается срубать с помощью отбойных молотков.

При срубке голов свай в целях обеспечения необходимой точности на сваи надлежит устанавливать бандаж из полосовой стали толщиной 5-6 мм, высотой 100 мм.

Оборачиваемость временных раскрепляющих конструкций определяется ПОС.

Погружение свай должно опережать работы по монтажу верхнего строения не более чем на одну захватку.

Проверку положения элементов верхнего строения и соответствия его проекту следует выполнять с помощью геодезического инструмента.

Установка последующих элементов верхнего строения на предыдущие в том случае, если это связано с промежуточным омоноличиванием узлов, разрешается после достижения бетоном омоноличивания 70 % проектной прочности.

После снятия опалубки потолочные поверхности должны быть освидетельствованы. В случае обнаружения каверн и трещин их следует заделать по указаниям проектной организации.

17.8Подводно-технические работы

Технология подводно-технических работ при строительстве причальных сооружений приведена в [30].

17.9Контроль качества производства работ

Особый контроль должен быть установлен за правильностью использования различных видов цементов в соответствии с назначением бетона для различных зон сооружения.

СП 287.1325800.2016 перед укладкой, сроков распалубливания, правильности ухода за бетоном, а также качества бетона и выполненной конструкции или отдельных элементов и изделий.

Контроль прочности бетона в конструкциях следует осуществлять в дополнение к стандартным испытаниям образцов методами неразрушающего контроля.

Контроль морозостойкости бетона осуществляется путем испытания контрольных образцов в соответствии с ГОСТ 10060.

Контрольные образцы должны твердеть в условиях, идентичных условиям твердения бетона конструкции, при изготовлении которой они отбираются.

Таблица А.1

Приложение А (справочное)

Профили и сортамент шпунтовых свай

Примечание - В настоящей таблице использованы следующие условные обозначения:

• B , B p - ширина шпунтового профиля по осям замков, мм;
• b - ширина корытного шпунтового профиля, мм;
• D - наружный диаметр трубчатого шпунтового профиля, мм;
• H - высота стенки шпунтового профиля, мм;

J проф - момент инерции шпунтового профиля, см 4 ;

• J стены - момент инерции шпунтовой стенки, см 4 ;
• L - расстояние между трубчатыми шпунтовыми профилями по осям труб, мм;
• m - масса 1 пог. м шпунтового профиля, кг;
• s , t , t 1 - толщина стенки шпунта, мм;

W проф - момент сопротивления шпунтового профиля, см³ ;

W стены - момент сопротивления 1 м шпунтовой стенки, см³ ;

• δ - смещение замков по отношению к их номинальному положению на концах шпунтового профиля, мм.

СП 287.1325800.2016

Г.16Интенсивность горизонтальной составляющей пассивного давления грунта

СП 287.1325800.2016 рp,q п от нагрузки на призме выпора

где q п - интенсивность нагрузки на призме выпора, кПа, принимаемая бесконечной по ширине причала.

• Г.17 При наличии откоса на поверхности грунта перед сооружением (рисунок Г.3, а, б) эпюру интенсивности горизонтальной составляющей пассивного давления грунта определяют по двум эпюрам:
• эпюре 1 , построенной от точки пересечения линии, являющейся продолжением откоса, с расчетной плоскостью, как для неограниченного откоса;
• эпюре 2 , построенной от точки пересечения линии, являющейся продолжением горизонтальной поверхности полуоткоса или бермы, с расчетной плоскостью, как для горизонтальной поверхности грунта; при этом для схемы на рисунке Г.3, а, эпюра 2 строится от точки 0, интенсивность пассивного давления грунта в которой определяют как для неограниченного откоса.

,

,

• эпюры

Рисунок Г.3 - К расчету пассивного давления грунта при наличии откоса на поверхности перед стенкой

Эпюру 3 принимают в зависимости от схемы очертания поверхности грунта перед сооружением:

• для схемы на рисунке Г.3, а, от верха расчетной плоскости до точки 0, расположенной на глубине Δ d , - по эпюре 1 , ниже - по эпюре 2 ;
• для схемы на рисунке Г.3, б от верха расчетной плоскости до точки 0 (точка пересечения эпюр 1 и 2 ) - по эпюре 2 , ниже - по эпюре 1 .

Г.18 Интенсивность вертикальной составляющей пассивного давления грунта рpv определяют по формуле

где pp - интенсивность горизонтальной составляющей пассивного давления грунта, кПа.

Г.19 Горизонтальная Ер и вертикальная Еpv составляющие равнодействующей пассивного давления грунта определяются площадью эпюр интенсивности давления грунта.

Г.20 Интенсивность давления грунта в состоянии покоя при горизонтальной поверхности грунта на вертикальную расчетную плоскость определяют как активное давление в соответствии с указаниями Г.1, Г.8 при коэффициенте горизонтальной составляющей активного давления грунта, равном коэффициенту λ 0.

Г.21 Коэффициент бокового давления грунта в состоянии покоя λ 0 определяют по формуле

где ν - коэффициент поперечной деформации грунта, принимаемый при отсутствии опытных данных по СП 23.13330.

СП 287.1325800.2016