Пособие по проектированию отдельно стоящих опор и эстакад под технологические трубопроводы (к СНиП 2.09.03-85) —

Предисловие

На предприятиях химической, нефтеперерабатывающей, газовой, энергетической, металлургической промышленности широко применяется транспортирование продукта по трубопроводам, прокладываемым над землей по отдельно стоящим опорам и эстакадам.

Проектирование отдельно стоящих опор и эстакад осуществляется организациями различного профиля как по типовым, так и по индивидуальным проектам.

Для рационального проектирования конструкций опор и эстакад большое значение имеют исследования, проведенные в последнее время по снижению их материалоемкости: уменьшению горизонтальных технологических нагрузок, разработке конструкций опор и эстакад с применением свай и предварительно напряженных конструкций и др.

Пособие по проектированию отдельно стоящих опор и эстакад под технологические трубопроводы, рассматривающее вопросы объемно-планировочных и конструктивных решений, нагрузок, расчета конструкций, примеров расчета, разработано впервые, что должно способствовать созданию экономичных решений и сокращению сроков проектирования.

Настоящее Пособие разработано ЦНИИпромзданий Госстроя СССР (кандидаты техн. наук А.Н.Добромыслов — руководитель темы, А.А.Болтухов, Н.А.Ушаков) при участии Атомтеплоэлектропроект Минэнерго СССР (инж. И.В.Беляйкина), Харьковский Промстройниипроект Госстроя СССР (кандидаты техн. наук Л.Ш.Лундин, В.И.Петров, инженеры В.Б.Зорин, А.М.Монин), ЦНИИпроектстальконструкция Госстроя СССР (инженеры Г.Ф.Васильев, В.М.Лаптев), НИИпромстрой Минпромстроя СССР (кандидаты техн. наук З.В.Бабичев, А.Л.Готман), ГИАП Минудобрений СССР (инженеры Ю.А.Гусев, В.Ф.Харламов).

При составлении раздела «Нагрузки и воздействия» использованы разработанные ЦНИИСК Госстроя СССР Рекомендации по определению нагрузок на отдельно стоящие опоры и эстакады под трубопроводы.

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.4. Температурный блок (см. рис.1) состоит из пролетных строений, одной анкерной опоры и промежуточных опор.

Анкерные промежуточные опоры следует устанавливать, как правило, в середине температурного блока.

В местах поворота или конца трассы применяются анкерные угловые или концевые опоры.

Примечания.

1. 1. При прокладке трубопроводов по отдельно стоящим опорам образуется условный температурный блок, включающий в себя анкерную и промежуточные опоры.

2. 2. Для эстакад с железобетонными опорами применяется температурный блок без анкерных опор.

1.5. Передача нагрузок на отдельно стоящие опоры и эстакады от трубопроводов производится посредством подвижных и неподвижных опорных частей трубопроводов.

Восприятие температурных удлинений трубопроводов осуществляется компенсаторами. Опорные части и компенсаторы относятся к деталям трубопроводов и задаются технологическим заданием на проектирование.

1.10. В зависимости от объемно-планировочных и конструктивных решений отдельно стоящие опоры и эстакады могут проектироваться различных типов, отличающихся между собой по следующим признакам:

• по материалу конструкций: железобетонные, стальные, комбинированные (стальные и железобетонные);

• по конструктивным решениям несущих конструкций: пролетных строений, опор, фундаментов;

• по высоте верха опор: низкие и высокие;

• по способам расположения труб на опорах и эстакадах: одноярусное, двухъярусное, многоярусное.

Выбор тех или иных конструктивных решений производится на основании действующих нормативных документов, технологических требований, противопожарных требований, технико-экономических обоснований, требований типизации и унификации, действующих типовых проектов, а также возможной реконструкции предприятия.

1.12. Технологическое задание на проектирование отдельно стоящих опор и эстакад должно включать:

1. а) план и продольный профиль трубопроводной трассы с указанием привязки подвижных и неподвижных опорных частей трубопроводов, компенсаторов, мест расположения анкерных опор и компенсирующих устройств;

2. б) наименование трубопроводов, их привязка к строительным конструкциям;

3. в) характеристика трубопроводов: наружный диаметр, нагрузка от веса трубопроводов, изоляционной конструкции, транспортируемого вещества, толщина теплоизоляционной конструкции, возможность отложения пыли внутри трубопроводов, температура трубопроводов;

4. г) тип опорных частей и максимально возможные их перемещения, горизонтальные нагрузки на неподвижные опорные части трубопроводов, размеры и тип компенсаторов;

5. д) устройства для обслуживания трубопроводов: лестницы, проходные мостики, площадки, оборудование;

6. е) данные по резервным нагрузкам и габаритам при возможной реконструкции предприятия;

7. ж) предельные перемещения конструкций и оснований;

8. з) особые технологические требования.

ОБЪЕМНО-ПЛАНИРОВОЧНЫЕ РЕШЕНИЯ

2.1. При проектировании отдельно стоящих опор и эстакад следует преимущественно применять утвержденные типовые конструкции и узлы.

2.2. Прокладка трубопроводных сетей должна осуществляться в соответствии с требованиями СНиП II-89-80 «Генеральные планы промышленных предприятий».

2.3. Расстояния от межцеховых трубопроводов или от края эстакады до зданий и наружных сооружений следует принимать в соответствии с требованиями СНиП II-89-80 и СНиП 2.01.02-85 «Противопожарные нормы проектирования зданий и сооружений», а также отраслевыми противопожарными нормами и правилами.

2.4. Прокладку трубопроводных сетей следует предусматривать вдоль проездов и дорог, как правило, со стороны, противоположной размещению тротуаров и пешеходных дорожек, выбирая по возможности кратчайшее расстояние между зданиями и сооружениями. Внутри производственных кварталов трассы трубопроводов следует проектировать параллельно линиям застройки.

2.5. Пересечение трубопроводов с железными и автомобильными дорогами должно предусматриваться, как правило, под углом 90°, но не менее 45°.

2.6. Высоту (расстояние от планировочной отметки земли до верха траверсы) отдельно стоящих опор и эстакад следует принимать: для низких отдельно стоящих опор — от 0,3 до 1,2 м, кратной 0,3 м в зависимости от планировки земли и уклонов трубопроводов; для высоких отдельно стоящих опор и эстакад — кратной 0,6 м, обеспечивающей проезд под трубопроводами и эстакадами железнодорожного и автомобильного транспорта в соответствии с габаритами приближения строений по ГОСТ 9238-83 и СНиП 2.05.02-85.

2.7. Прокладку трубопроводов на эстакадах рекомендуется применять при большом количестве трубопроводов малых диаметров, ответвлений и пересечений, при большой плотности застройки территории предприятия.

2.8. Прокладку трубопроводов на низких опорах следует предусматривать по территориям, не подлежащим застройке, при отсутствии, как правило, пересечения с дорогами, а также вне пахотных земель.

2.9. Места разрывов температурных блоков следует, как правило, совмещать с компенсирующими устройствами трубопроводов, при этом необходимо предусматривать наибольшую возможную длину температурных блоков.

2.10. Раскладка трубопроводов на траверсах эстакад и отдельно стоящих опор производится с учетом наиболее рационального решения компенсаторных узлов, упрощения развязки узлов трубопроводов в местах ответвлений, а также с учетом наиболее рационального загружения строительных конструкций.

2.11. В поперечном сечении эстакад и отдельно стоящих опор рекомендуется равномерное распределение нагрузки от трубопроводов с возможной перегрузкой одной из сторон не более 20% (см. п.4.12).

2.12. При прокладке трубопроводов по эстакадам гибкие компенсаторы рекомендуется устанавливать между отдельными температурными блоками или в наиболее возможной близости от этого места (не далее 5 м по длине эстакады от температурного разрыва).

2.13. Для уменьшения нагрузок на пролетные строения эстакад рекомендуется использовать самонесущую способность трубопроводов большого диаметра с опиранием их только на траверсы над опорами эстакад или вблизи них.

2.15. В целях сокращения ширины эстакад и отдельно стоящих опор мелкие трубопроводы диаметром 50-200 мм допускается крепить к большим трубопроводам, а также в отдельных случаях на дополнительных консолях, установленных к стойкам между ярусами эстакад.

2.17. При проектировании отдельно стоящих опор и эстакад уклон трубопроводов должен создаваться за счет изменения отметки верхнего обреза фундамента или длины колонн с учетом рельефа поверхности земли вдоль трассы.

2.19. При прокладке трубопроводов на низких опорах расстояние от поверхности земли до низа труб или теплоизоляции должно быть не менее 0,35 м при ширине группы труб менее 1,5 м и 0,5 м — при 1,5 м и более. Для перехода через трубопроводы следует предусматривать пешеходные мостики шириной не менее 0,9 м.

КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ

3.1. Отдельно стоящие опоры и эстакады следует, как правило, проектировать сборными из унифицированных железобетонных конструкций с ненапряженной или напряженной арматурой. Применение стальных конструкций допускается в соответствии с Техническими правилами по экономному расходованию основных строительных материалов (ТП 101-81*).

3.2. Выбор материалов строительных конструкций следует производить на основании СНиП II-23-81 «Стальные конструкции» и СНиП 2.03.01-84 «Бетонные и железобетонные конструкции».

3.3. Конструкции отдельно стоящих опор и эстакад под трубопроводы с легковоспламеняющимися и горючими жидкостями и газами должны проектироваться несгораемыми.

3.4. Тип опорных частей трубопроводов определяется технологическим заданием в зависимости от величины передаваемых нагрузок и возможного перемещения трубопровода. При выборе подвижных частей следует стремиться к применению устройств, снижающих коэффициент трения, например прокладок из фторопласта и др.

3.5. Железобетонные опоры могут применяться с колоннами, защемленными в отдельные фундаменты, в виде одиночных свай-колонн, объединенных в плоские или пространственные системы; в виде колонн, установленных на односвайные фундаменты из свай-оболочек и буронабивных свай.

3.6. Колонны стальных опор следует применять жестко соединенными с фундаментами. Допускается применение шарнирного опирания на фундаменты при условии обеспечения устойчивости опор в продольном направлении пролетными строениями или трубами и анкерными опорами.

3.7. Для отдельно стоящих опор с применением железобетонных шпал температурный блок компонуется из промежуточных опор в виде железобетонных шпал, укладываемых на песчаную подушку, защищенную от выдувания путем пропитки ее битумом, и анкерных низких железобетонных опор (рис.2). Указанные конструкции опор следует применять при непучинистых грунтах.

3.16. Стальные промежуточные плоские опоры следует принимать решетчатыми с ветвями из двутавров и решеткой из уголков или гнутосварных профилей замкнутого сечения. Для придания конструкции опор большей жесткости от скручивания необходимо предусматривать диаграммы-распорки из швеллеров или уголков с планками, соединяющих ветви между собой.

Анкерные опоры следует составлять их двух плоских опор, соединенных между собой вдоль трассы вертикальными связями. Пространственная жесткость анкерных опор обеспечивается горизонтальными связями в уровне низа траверс и по высоте опор. Сечение решетки связей стальных опор рекомендуется принимать из одиночных уголковых или замкнутых профилей, принимая углы раскосов связей равными 40-50°.

3.17. Выбор схемы горизонтальных связей между вертикальными фермами следует производить в зависимости от расстояния между ними. При расстояниях между вертикальными фермами 3 м и менее следует принимать треугольную решетку, а при расстоянии более 3 м — крестовую решетку.

Связи следует принимать из одиночных уголковых или замкнутых прямоугольных профилей.

3.23. При забивке в грунт свай допускаются следующие отклонения:

• для свай-колонн: в плане ±30 мм; по вертикали — недобивка 10 мм, перебивка — 30 мм;

• для свай-оболочек: в плане ±60 мм; по вертикали ±30 мм.

НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ

4.1. При расчете отдельно стоящих опор и эстакад необходимо учитывать нагрузки, возникающие при их возведении, эксплуатации и испытании трубопроводов

4.3. Нормативная разность температур от климатических воздействий определяется по СНиП 2.01.07-85 в зависимости от климатического района.

4.5. Нормативная нагрузка от веса всех трубопроводов с футеровкой и изоляцией, веса транспортируемого продукта, обслуживающих площадок, веса стационарного оборудования и технологической арматуры, а также от собственного веса отдельно стоящих опор и эстакад определяется по технологическому заданию и по проектным данным.

4.7. Нормативная снеговая нагрузка на 1 м площади горизонтальной проекции трубопроводов, обслуживающих площадок и мостиков определяется в соответствии с требованиями СНиП 2.01.07-85. При этом гололедная нагрузка не учитывается, а коэффициент перехода от веса снегового покрова к нормативной нагрузке принимается равным 0,2 для трубопроводов с наружным диаметром не более 0,6 м, 0,3 — более 0,6 м и 0,8 — для обслуживающих площадок и мостиков. Ширина горизонтальной проекции трубопроводов диаметром 0,6 м и менее принимается равной длине траверсы независимо от числа ярусов конструкций и числа рядов трубопроводов. В случае расположения двух трубопроводов с наружным диаметром более 0,6 м одного над другим при условии, что расстояние в свету между ними меньше диаметра меньшего трубопровода, снеговая нагрузка учитывается лишь от одного трубопровода большего диаметра. Примеры определения снеговой нагрузки приведены на рис.16.

Рис.16. Примеры определения снеговой нагрузки для трех схем горизонтальных прокладок трубопроводов

а — в верхнем ярусе верхний ряд — тепловые сети; нижний ряд — холодные трубопроводы на подвесках. В нижнем ярусе все трубопроводы холодные условным диаметром менее 0,6 м; настил переходной площадки — сплошной. Верхняя эпюра снеговой нагрузки — для расчета траверс, пролетных строений, опоры, фундаментов; нижняя — для расчета переходной площадки;
б — основной трубопровод — холодный с условным диаметром больше 0,6 м, а верхний ряд — тепловые сети;
в — оба трубопровода —  холодные, условный диаметр каждого из них больше 0,6 м, а расстояние «в свету»
между ними меньше меньшего диаметра

Снеговая нагрузка не учитывается для трубопроводов, температура транспортируемого продукта которых превышает 30 °С, а также для трубопроводов с обогревающими «спутниками» (остальные трубопроводы считаются «холодными»); для обслуживающих площадок с решетчатым настилом, если площадь просветов настила составляет не менее половины общей его площади; для наклонных трубопроводов с углом наклона более 30°.

4.8. Нормативная нагрузка от веса отложений внутри трубопроводов (пыль, лед, конденсат и др.) в стадии эксплуатации определяется на основании соответствующих проектных данных. При отсутствии этих данных нормативная нагрузка на 1 м длины (кН от веса отложения внутри газопроводов) в стадии эксплуатации принимается согласно табл.3.

Таблица 3

Примечания.

1. 1. Для промежуточных диаметров газопроводов нагрузки принимаются по линейной интерполяции.

2. 2. Для газопроводов влажного и сухого очищенного газа, наклоненных под углом более 10° к горизонтали, нагрузки принимаются в размере 50% соответствующих величин горизонтальных газопроводов. При углах наклона от 0 до 10° нагрузка принимается по линейной интерполяции.

3. 3. Для газопроводов грязного доменного газа при углах наклона от 30° до 40° нагрузка принимается по линейной интерполяции. Для газопроводов получистого доменного газа нагрузки принимаются в размере 50% соответствующих величин для грязного доменного газа.

4. 4. Под неблагоприятной конфигурацией понимается такая, при которой в условиях эксплуатации может скапливается пыль.

Нормативная нагрузка от веса отложений внутри трубопроводов при резком нарушении режима эксплуатации принимается в 2,5 раза больше соответствующей нагрузки в стадии эксплуатации, но не более веса отложений, занимающих 70% внутреннего объема трубопровода.

4.9. Нагрузка от веса отложений производственной пыли определяется только для трубопроводов и обслуживающих площадок, расположенных на расстоянии не более 100 м от источника выделения пыли и имеющих наклон не более 30°. Нормативная нагрузка принимается равной 1000 Па — для обслуживающих площадок и элементов пролетного строения — 450 Па — для трубопроводов их горизонтальной проекции.

Примечание. Если площадь просветов решетчатого настила обслуживающих площадок составляет не менее половины общей его площади, нагрузки от веса пыли не учитываются.

4.12. Распределение вертикальной нагрузки по поперечному сечению трассы для расчета колонн и фундаментов отдельно стоящих опор при отсутствии уточненной раскладки трубопроводов принимается по рис.18, а при расчете пролетных строений, колонн и фундаментов эстакад в соответствии с рис.19.

4.18. Расчетная сила трения одного трубопровода по опоре определяется умножением расчетной вертикальной нагрузки от этого трубопровода на коэффициент трения, принимаемый равным в опорных частях «сталь по стали»:

• в скользящих — 0,3;

• в катковых — вдоль оси трубопровода — 0,1; не вдоль оси — 0,3;

• в шариковых — 0,1;

• в скользящих опорных частях  «сталь по бетону» — 0,5;

  »        »              »          »        «сталь по фторопласту» — 0,1.

4.19. При известной раскладке трубопроводов расчетная горизонтальная технологическая нагрузка на промежуточные отдельно стоящие опоры, действующая в местах подвижного опирания трубопроводов (на скользящих, катковых или шариковых опорных частях), должна определяться следующим образом:

1. а) при прокладке одного трубопровода горизонтальная технологическая нагрузка на траверсы, колонны и на фундаменты принимается равной расчетному значению соответствующей силы трения и считается приложенной в месте его опирания (применительно к тепловым водяным сетям вместо каждого отдельного трубопровода здесь и далее принимается одна система: подающий и обратный трубопроводы);

2. б) при прокладке от двух до четырех трубопроводов горизонтальная технологическая нагрузка на траверсы, колонны и фундаменты учитывается от двух наиболее неблагоприятно влияющих трубопроводов; величина каждой из горизонтальных нагрузок принимается равной расчетному значению соответствующей силы трения и считается приложенной в местах опирания трубопровода;

3. в) при прокладке более четырех трубопроводов по отдельно стоящим опорам, когда жесткость опоры не превышает 600 кН/см и распределение вертикальной нагрузки находится в пределах, указанных на рис.18, расчетную горизонтальную нагрузку, передающуюся с траверсы на наиболее нагруженную колонну и фундамент, следует определять как произведение суммы расчетных значений сил трения от каждого трубопровода на коэффициент неодновременности, величина которого принимается по табл.4 (при определении горизонтального усилия, действующего в уровне верхних граней двухъярусных опор, учитывается только то количество трубопроводов, которое опирается на траверсу второго яруса, а в уровне траверс нижнего яруса — по п.»г»).

4. г) при прокладке более четырех трубопроводов расчетная горизонтальная нагрузка на траверсы, а также колонны и фундаменты опор, к которым не могут быть применены условия п.»в», учитывается либо от двух трубопроводов, как в п.»б», либо от всех трубопроводов; в последнем случае расчетная горизонтальная нагрузка от каждого трубопровода принимается равной произведению расчетного значения соответствующей силы трения на коэффициент, равный 0,5; распределение ее по поперечному сечению трассы принимается согласно рис.23. Из двух найденных указанными способами нагрузок принимается неблагоприятная.

Таблица 4

Примечания.

1. 1. При числе трубопроводов, большем 10, рассматриваемое усилие учитывается только от 10 наиболее неблагоприятных, а остальные не учитываются вовсе (считаются отсутствующими).

2. 2. Рекомендуемые коэффициенты неодновременности не распространяются на случаи, когда на отдельно стоящих опорах находятся лишь неизолированные трубопроводы. В этом случае рассматриваемая нагрузка определяется от суммы сил трения всех неизолированных трубопроводов.

3. 3. Здесь под жесткостью понимается горизонтальная сила (в кН), приложенная к верху опоры и вызывающая смещение на 1 см. При определении жесткости двухъярусных опор в уровне нижнего яруса принимается шарнирно-неподвижная связь.

4.22. Расчетная горизонтальная нагрузка вдоль трассы на концевые анкерные отдельно стоящие опоры определяется исходя из усилий, действующих по одну сторону от анкерной опоры, и складывается из суммы:

1. а) усилий, возникающих в компенсаторах от всех прокладываемых трубопроводов (величины усилий, возникающих в компенсаторах или при самокомпенсации, следует определять исходя из расчетной разности температур, вызванной климатическими и технологическими воздействиями, и из величины расчетного внутреннего давления. Усилия в трубопроводах от компенсаторов принимаются на основании технологического задания);

2. б) расчетных горизонтальных нагрузок от промежуточных опор (см. п.4.19), расположенных на участке трассы от оси компенсатора до анкерной опоры;

3. в) неуравновешенных осевых усилий, вызванных действием внутреннего давления на запорные устройства. Осевые усилия учитываются при установке компенсаторов, «разрезающих» трубопровод (сальниковых), или компенсаторов, «неспособных» сопротивляться растягивающим усилиям (линзовых, дисковых, волнистых осевых), и не учитываются при установке всех видов гнутых компенсаторов (П-образных, волнистых шарнирных и при самокомпенсации).

4.23. Расчетная горизонтальная нагрузка вдоль трассы на промежуточные анкерные отдельно стоящие опоры определяется как разность нагрузок, действующих в противоположных направлениях справа и слева от анкерной опоры: величина каждой из них определяется по п.4.22. При этом меньшую (вычитаемую) нагрузку следует умножать на коэффициент 0,8 (при равенстве противоположно направленных нагрузок учитываемая в расчете нагрузка, следовательно, равняется 0,2 от всей нагрузки, действующей с одной стороны).

Примечания.

1. 1. Горизонтальная нагрузка, действующая на анкерную опору, должна приниматься не менее аналогичной нагрузки, действующей на соседнюю промежуточную опору.

2. 2. Для одно- и двухтрубных прокладок тепловых сетей вместо коэффициента 0,8 следует принимать коэффициент 0,7.

4.24. Расчетная горизонтальная нагрузка на эстакады при известной раскладке трубопроводов должна определяться следующим образом:

• на траверсы с подвижным опиранием трубопроводов согласно п.4.19, а, б, г;

• на траверсы с неподвижным опиранием трубопроводов — как сумма расчетных нагрузок в неподвижных опорных частях трубопроводов;

• на пролетные строения — как сумма сил опорных реакций траверс в местах опирания на пролетные строения;

• на опоры температурного блока — как сумма расчетных горизонтальных сил, приходящихся на неподвижные опорные части трубопроводов блока.

4.31. Нормативная ветровая нагрузка на 1 м проекции элементов на вертикальную плоскость (независимо от высоты конструкции) определяется в соответствии с требованиями СНиП 2.01.07-85, исходя из нормативного скоростного напора, и складывается из нагрузок на строительную конструкцию и трубопроводы. Аэродинамический коэффициент принимается по табл.5.

Таблица 5

4.34. Сейсмическую нагрузку следует определять в соответствии с требованиями СНиП II-7-81 «Строительство в сейсмических районах».

Сейсмические нагрузки принимаются действующими вертикально и горизонтально в продольном и поперечном направлениях трассы. Расчет конструкций в каждом из этих направлений производится раздельно.

Вертикальную сейсмическую нагрузку необходимо учитывать при расчете горизонтальных консольных конструкций и пролетных строений эстакад с пролетом 24 м и более.

Если разрушение конструкций отдельно стоящих опор и эстакад не связано с гибелью людей и значительными материальными потерями, то сейсмические воздействия на рассматриваемые конструкции не учитываются.

4.36. Расчетная сейсмическая нагрузка в выбранном направлении определяется по формуле

,                                                                         (5)

где — вес сооружения, определяемый с учетом коэффициентов надежности по нагрузке и сочетаний (см. СНиП II-7-81). При этом все кратковременные нагрузки, а также вес всех трубопроводов на гибких подвесках не учитываются (при отсутствии уточненной раскладки трубопроводов расчетная вертикальная нагрузка принимается с коэффициентом сочетаний =0,8); — коэффициент, учитывающий конструктивное решение сооружений, принимается при определении нагрузок вдоль трассы 0,5, поперек — 1; — коэффициент, значения которого следует принимать равным 0,1; 0,2; 0,4 соответственно для расчетной сейсмичности 7, 8 и 9 баллов; — коэффициент динамичности, принимаемый по СНиП II-7-81.

Горизонтальные нагрузки вдоль трассы

РАСЧЕТ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

5.2. Расчеты строительных конструкций должны производиться в соответствии со СНиП 2.03.01-84 и СНиП II-23-81 с учетом требований настоящего раздела.

5.3. Расчет строительных конструкций отдельно стоящих опор и эстакад следует производить, как расчет плоских конструкций. При необходимости проведения уточненных расчетов и учета дополнительных факторов расчет отдельно стоящих опор и эстакад следует производить как пространственных систем с учетом их совместной работы с трубопроводами.

5.11. Пролетное строение эстакад в виде ферм расчленяется на вертикальные фермы пролетного строения и горизонтальные связевые фермы.

Работу каждой из этих систем под нагрузкой допускается принимать независимой.

5.15. Расчетную длину колонны промежуточных опор при проверке устойчивости допускается принимать:

• в плоскости, перпендикулярной оси трубопроводов, по рис.31, а;

• в плоскости оси трубопроводов при наличии анкерной опоры в температурном блоке по рис.31, б;

• в плоскости оси трубопровода при отсутствии анкерной опоры в температурном блоке, равной удвоенной высоте колонны от верха фундамента до низа пролетного строения.

Расчетную длину анкерных опор следует принимать равной удвоенной высоте опоры.

Расчетную длину ветви многоригельных опор (см. рис.30) в  плоскости, перпендикулярной оси трубопроводов, следует принимать равной удвоенной высоте опоры от низа защемления ветви до верха опоры. В направлении оси трубопроводов расчетная длина ветви многоригельных опор принимается в зависимости от условий закрепления ее концов (см. рис.31, б).

5.19. Определение размеров подошв отдельных фундаментов допускается производить, принимая величину зоны отрыва, равную 0,33 полной площади фундамента.

Наибольшее давление на грунт под краем подошвы не должно превышать давление на грунт при действии изгибающего момента в одном направлении 1,2, а при действии изгибающих моментов в двух направлениях 1,5 (где — расчетное сопротивление грунта). Для фундаментов с прямоугольной подошвой размеры подошвы с учетом отрыва допускается определять исходя из следующих условий: при действии момента в одной плоскости принимают ; при действии моментов в двух плоскостях расчет производят на действие момента в каждом направлении, принимают и ; наибольшее давление на грунт под подошвой определяют по формуле

,                                                    (9)

где — длина фундамента в направлении действия максимального момента; — ширина фундамента; ; ; — эксцентриситеты продольной силы; — нормативная вертикальная продольная сила по подошве фундамента, включая собственный вес фундамента и грунта на уступах; и — изгибающие моменты в плоскостях и по подошве фундамента.

5.20. Расчет опор с применением колонн, установленных на односвайные фундаменты из свай-оболочек и буронабивных свай, свай-колонн на совместное действие вертикальных и горизонтальных нагрузок должен включать:

1. а) определение глубины погружения свай;

2. б) расчет свай по деформациям, который сводится к проверке соблюдения условия

   ,                                                                                      (10)

3. где — расчетная величина горизонтального перемещения верха колонны; — предельная величина горизонтального перемещения верха опоры, устанавливаемая заданием на проектирование и принимаемая не более расстояния от верха колонны до поверхности грунта;

4. в) расчет устойчивости грунта основания, окружающего сваю;

5. г) проверку прочности и трещиностойкости свай и колонн.

При проверке прочности расчетную длину свай-колонн следует определять, рассматривая сваю, как жестко защемленную в сечении, расположенном на расстоянии от поверхности грунта, определяемом в соответствии со СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты». Расчетную длину колонн, замоноличенных в буронабивные сваи и сваи-оболочки, допускается принимать, рассматривая колонну, как жестко защемленную в уровне поверхности грунта.

5.22. Расчет свай-колонн и колонн, замоноличенных в сваю по деформациям основания, включающий в себя определение перемещения сваи на уровне поверхности грунта и перемещения верха колонны от совместного действия вертикальных и горизонтальных нагрузок, а также расчеты по устойчивости грунта основания, окружающего сваю, и определение величин изгибающих моментов, поперечных и продольных сил, действующих в различных сечениях сваи, допускается производить, рассматривая грунт как упругую линейно деформируемую среду (прил.2).

Примечание. Расчет устойчивости грунта основания, окружающего сваю, не требуется для свай размером поперечного сечения 0,6 м, погруженных в грунт на глубину более 10, за исключением случаев погружения свай в ил или глинистые грунты текучепластичной и текучей консистенции (здесь — наружный диаметр круглого или сторона квадратного или большая сторона прямоугольного сечения сваи).

5.25. Расчет опор с крестовыми связями производится в соответствии с расчетной схемой рис.33 в следующей последовательности:

1. а) определяются изгибающие моменты и в сечениях сопряжения связей с колонной по формулам:

   ;                                                                                 (11)

   ;                                                         (12)

   ,                                                  (13)

2. где и — коэффициенты, принимаемые по табл.6 в зависимости от ;

3. б) определяется изгибающий момент в уровне поверхности грунта

   ;                                                                       (14)

4. в) определяются горизонтальные перемещения и угол поворота сваи-колонны как одиночной сваи без связей в уровне поверхности грунта от действия горизонтальной нагрузки и изгибающего момента , приложенных в уровне поверхности грунта (см. рис.33, в) по прил.2;

5. г) определяется горизонтальное перемещение верха опоры

   ;                                                            (15)

   ,                                                 (16)

6. где — коэффициент, принимаемый в зависимости от значений ; — начальный модуль упругости бетона, кН/м; — момент инерции сечения сваи-колонны, м;

7. д) определяется расчетный изгибающий момент и поперечная сила , действующие на глубине в сечениях сваи (прил.2);

8. е) определяется усилие в раскосах :

   ,                                                                             (17)

9. где — угол наклона раскоса к горизонтали.

5.26. Расчет опор с применением свайного ростверка производится сначала для верхней части опоры выше ростверка как рамы с закрепленными в уровне верхней поверхности ростверка стойками, затем для нижней части опоры как свайного ростверка.

Ростверк следует считать жестким, когда отношение наибольшей стороны плиты ростверка к ее толщине , 4. При этом расчет жесткого ростверка сводится к определению величин перемещения и угла его поворота, что позволяет определять усилия, действующие в головах свай, как расчет одиночных свай.

Все нагрузки, действующие на ростверк в рассматриваемой плоскости, следует привести к трем силовым факторам, приложенным к центру тяжести подошвы ростверка (точка О на рис.34): горизонтальной силе , вертикальной силе и моменту .

5.27. Расчет рамно-свайных опор с применением жесткого ростверка производят в следующей последовательности:

1. а) определяются по прил.2 коэффициенты деформации и перемещения , и для одиночной сваи;

2. б) вычисляются характеристики жесткости

   ,                                                                              (18)

   где —  площадь поперечного сечения сваи, м; — начальный модуль упругости бетона, кН/м; величина принимается для забивных свай ; для буронабивных свай и свай-оболочек ,

   где и , м, — длины свай (см. рис.34); — несущая способность сваи по грунту на действие вертикальной нагрузки, кН; — площадь поперечного сечения подошвы сваи, м; — коэффициент постели под подошвой сваи, кН/м, принимается равным:

   , но не менее ,

   где — коэффициент пропорциональности для свай, кН/м, определяемый по прил.2; — диаметр поперечного сечения подошвы сваи, м;

   ; ;  ,                                                                (19)

   где

   ;

   ;

   ;

3. в) вычисляются горизонтальное перемещение ростверка , м, вертикальное перемещение центра тяжести ростверка , м, и угол поворота ростверка , рад, при симметричной расчетной схеме по формулам:

   ;

   ; ,                                                (20)

   где

   ;

   ; ;

   ; ;

   — количество свай в ростверке; — количество свай в ряду, который на плоскую расчетную схему ростверка проектируется как одна -я свая; — координата свай -го ряда, м; — количество рядов свай в направлении действия и . Определяются усилия, приложенные к головам свай:

   ;

    ;                                                                                            (21)

        
   ,

   где , , — соответственно продольная сила, кН, поперечная сила, кН, и изгибающий момент, кН·м, действующие в -той свае в месте заделки голов сваи в плите ростверка. По найденным по прил.2 , , вычисляются: давление на грунт по контакту с боковой поверхностью сваи, изгибающий момент, продольная и поперечная силы для любого сечения сваи:

4. г) определяется горизонтальное перемещение верха рамно-свайной опоры по формуле

   ,                                                                                                (22)

5. где — горизонтальное перемещение верхней части опоры, находящейся выше ростверка и определяемое так же, как для рамы с защемленными в ростверк стойками; — расстояние от верха опоры до верха ростверка.

Рис.1. К примеру расчета отдельно стоящих опор

а — схема трубопроводной трассы; б — раскладка трубопроводов на опоре;

1 — опора с подвижным опиранием трубопроводов; 2 — опора с неподвижным опиранием трубопроводов

Таблица 1

РЕШЕНИЕ

НАГРУЗКИ

Нормативная снеговая нагрузка на трубопроводы учитывается только для трубопроводов с температурой ниже 30 °С (трубопроводы N 2, 3, 4) =1000·0,2=200 Па, где =0,2 принимается для трубопроводов при диаметре трубопровода 600 мм.

Расчетная снеговая нагрузка на 1 м длины траверсы =1·0,2·1,4·12=3,4 кН/м, где — шаг опор.

Высота ветровой полосы, учитываемая в расчете, принимается равной диаметру наибольшего трубопровода =0,53 м. Расчетная сосредоточенная ветровая нагрузка от трубопроводов на одну колонну опоры =0,23·1,4·0,53·12·0,5=1 кН, где =1,4 — коэффициент надежности по нагрузке; 0,5 — коэффициент распределения нагрузки между колоннами опоры.

Вертикальная расчетная нагрузка от собственного веса трубопроводов с продуктом на опорную часть трубопровода: =(0,4 0,08)1,1·12=6 кН; =(2,2 0,05)1,1·12=30 кН; =(1 0,55)1,1·12=20 кН; =(0,8 0,32)1,1·12=15 кН, где 1,1 — коэффициент надежности по нагрузке.

Вертикальная расчетная нагрузка на опорную часть трубопроводов при гидравлическом испытании: =(0,4·1,1 0,18)12=7,4 кН; =(2,2·1,1 2,08)·12=54 кН; =(0,8·1,1 0,35)·12=14,8 кН.

Горизонтальная расчетная нагрузка на опорную часть от сил трения трубопроводов при коэффициенте трения в скользящих опорных частях «сталь по стали», равном 0,3: =6·0,3=2 кН; =30·0,3=9 кН; =21·0,3=6 кН; =15·0,3=5 кН.

Принимаем траверсу типовой конструкции сечением 250х500 мм, длиной 4,2 м и весом 13 кН.

Расчетная нагрузка от собственного веса траверсы =13·1,1/4,2=3,4 кН/м.

Расчет траверсы

Расчетная схема и схема приложения расчетных вертикальных нагрузок показаны на рис.2, а.

Рис.2. К расчету траверсы на вертикальные нагрузки

а, б, в — схемы вертикальной нагрузки; г — эпюра изгибающих моментов

Схему загружения одним трубопроводом во время гидравлических испытаний не учитываем, так как в данном случае это приводит к меньшим усилиям в конструкции.

Определяем изгибающие моменты от вертикальной нагрузки для двух схем загружения: пролета и консолей. Загружение пролета траверсы (рис.2, б). Опорные реакции: =(21·2,02 30·1,37 30·0,5 3,4·3,3·1,65-3,4·0,9·0,45 3,4·1,64·0,82)/2,4=50 кН; =(21·0,38 30·1,03 30·1,9 3,4·1,64·1,58 3,4·3,3·1,65-3,4·0,9·0,45)/2,4=51 кН.

Изгибающий момент в месте опирания трубопровода N 4 (схема на рис.2, б) =50·1,03-21·0,65-3,4·1,93/2-3,4х0,27/2=31,5 кН·м.

Изгибающий момент в месте опоры от вертикальной нагрузки на правой консоли (рис.2, в) =-3,4·0,64/2-3,4·0,9/2-6·0,8-30·0,37=18 кН·м.

Опорные реакции при загружении по схеме рис.2, а:

—·2,4 15·3,13 21·2,59 21·2,02 30·1,37 30·0,5-30·0,37-6·0,8 3·4·3,3·1,65-3,4·0,9·0,45 3,4·1,64·0,82-

-3,4·0,64·0,32=0;   =85 кН; —·2,4 21·0,38 30·1,03 30·1,9 30·2,77 6·3,2 3,4·2,28·2,06 3,4·3,3·1,65-
-3,4·0,9·0,45-15·0,73-21·0,19=0; =90 кН.

Максимальная поперечная сила =90-3,4·0,9-3,4·0,64-6-30=49 кН.

Определяем усилия от расчетных горизонтальных технологических нагрузок при различных схемах загружения.

Для схемы загружения по рис.3, а.

Рис.3. К расчету траверсы на горизонтальные нагрузки

Опорная реакция =(9·0,5 9·1,37)/2,4=7 кН.

Максимальный пролетный изгибающий момент =7·1,03=7,2 кН·м.

Максимальная поперечная сила =7 кН.

Для схемы загружения по рис.3, б.

Максимальный изгибающий момент на опоре =0,37 2·0,8=4,9 кН·м.

Опорная реакция =(9·2,77 2·3,2)/2,4=13 кН.

Максимальная поперечная сила =9 2=11 кН.

Для схемы загружения по рис.3, в

   —·2,4 0,5·5·3,13 0,5·6·2,59 0,5·6·2,02 0,5·9·1,37 0,5·9·0,5-0,5·9·0,37-0,5·2·0,8=0; =11,5 кН.

Максимальный изгибающий момент в пролете =11,5·1,03-0,5·5·1,76-0,5·6·1,22-0,5·6·0,65=1,8 кН·м.

Максимальная поперечная сила =11,5-1-4,5=6 кН.

Максимальный крутящий момент (схема загружения, рис.3, б) при высоте сечения траверсы 500 мм =0,5(2 9)/2=2,8 кН·м.

На действие максимальных изгибающих моментов =31,5 кН·м и =7,2 кН·м производится расчет продольной арматуры 4 диаметром 12 АIII на косой изгиб.

На совместное действие максимальных поперечных сил на опоре =49 кН и =11 кН производится расчет траверсы по наклонному сечению с проверкой на действие крутящего момента =2,8 кН·м и поперечной силы =49 кН. На действие изгибающего момента от вертикальных нагрузок =31,5/1,1=28,6 кН·м (коэффициент надежности по нагрузке =1,1) производится расчет траверсы по деформациям и раскрытию трещин. Армирование траверсы показано на рис.4, а.

Рис.5. К расчету колонны опоры

Расчетная горизонтальная длительно действующая нагрузка, передающаяся с траверсы на наиболее нагруженную колонну, =0,2(2 9 9 9 6 5)=9,2 кН.

Расчетная кратковременно действующая (ветровая) горизонтальная нагрузка =1 кН. Расчетная вертикальная длительно действующая нагрузка (при подсчете снеговая нагрузка ввиду малости учтена как длительно действующая)

=90 кН.

Максимальный изгибающий момент от длительно действующей расчетной нагрузки по оси в месте заделки колонны в фундамент =9,2·5,5=51 кН·м.

Максимальный изгибающий момент от кратковременной нагрузки в месте заделки колонны =1(5,5 0,5)=6 кН·м.

Расчетная продольная сила с учетом собственного веса колонны в месте ее заделки =90 1,1·0,4·0,4·5,5·25=114 кН.

Расчетные поперечные силы  9,2 кН;  1 кН.

Расчетные длины колонны относительно осей и =2·5,5=11 м.

Армирование колонны показано на рис.5, б. По действующим усилиям =5 кН·м, =51 кН·м и =114 кН на косое внецентренное сжатие производится проверка несущей способности колонны.

Расчет фундамента

Расчетные нагрузки на уровне подколонника фундамента (рис.6) =51 кН·м; =9,2 кН; =6 кН·м; =1 кН; =114 кН.

Рис.6. К расчету фундамента

Расчетные нагрузки в уровне низа подошвы фундамента: =51 9,2·2=69,4 кН·м; =6 1·2=8 кН·м; =114 60=174 кН, где 60 кН — вес фундамента с грунтом на его обрезах.

Расчет основания под фундаментом производится при коэффициенте надежности по нагрузке =1 и коэффициенте надежности по назначению =1. Нагрузки в уровне низа подошвы фундамента =69,4/1,1·1=63 кН·м; =8/1,1·1=7 кН·м; =174/1,1·1=158 кН.

Принимаем размеры подошвы фундамента х=1,5х2,1 м. Площадь подошвы =1,5·2,1=3,15 м.

Расчетное сопротивление грунта основания =0,2 МПа.

Моменты сопротивления для крайнего волокна относительно осей и : =1,5·2,1/6=1,1 м; =2,1·1,5/6=0,8 м.

Напряжения по подошве фундамента

=158/3,15=50 кН/м<=200 кН/м; =158/3,15 63/1,1 7/0,8=116 кН/м<1,5=1,5·200=300 кН/м; =158/3,15-63/1,1-7/0,8=-16 кН/м<0, т.е. расчет напряжений по подошве фундамента следует производить с учетом отрыва подошвы.

Эксцентриситеты =63/158=0,4<0,23=0,23·2,1=0,48 м; =7/158=0,04 <0,23=0,23·1,5=0,34 м.

Наибольшее давление на грунт под подошвой

=4·158/3·1,5(2,1-2·0,4)=108<1,2=1,2·200=240 кН/м, т.е. принятые  размеры подошвы фундамента являются достаточными.

Наибольшее давление на грунт под подошвой от расчетных нагрузок =108·1,15=124 кН/м, =124-124·0,6/1,68=80 кН/м.

Изгибающие моменты на всю ширину подошвы фундамента для сечений 1 и 2 от расчетной нагрузки =(124 80)0,6·1,5/4=27 кН·м; =124·0,8·1,68·0,3/4=4 кН·м.

Изгибающие моменты и продольные силы от расчетной нагрузки для сечений 3 и 4 =51 9,2·1,7=67 кН·м; =6 1·1,7=8 кН·м; =114 1,7·0,9·0,9·24·1,1=150 кН; =51 9,2·1,05=61 кН·м; =6 1·1,05=7 кН·м; =114 1,05·0,9·0,9·24·1,1=136 кН.

На действие изгибающих моментов =27 кН·м и =4 кН·м производится расчет продольной арматуры в сечениях 1 и 2 фундамента. На действие максимального момента в уровне подошвы фундамента =69,4 кН·м и продольной силы =150 кН производится проверка нижней ступени фундамента на продавливание подколонником.

На действие =67 кН·м; =8 кН·м; =150 кН·м и =61 кН·м; =7 кН·м; =136 кН производится расчет сечений 3 и 4 подколонников на косое внецентренное сжатие. Расчет поперечной арматуры стакана производится по наклонному сечению на действие усилий =51 кН·м; =9,2 кН·м; =114 кН.

Пример 2. Определить расчетные нагрузки на конструкции анкерной промежуточной отдельно стоящей железобетонной опоры (рис.1, опора N 2) под технологические трубопроводы. Характеристика трубопроводов приведена в табл.1 и 2. Опорные части трубопроводов — неподвижные. Остальные исходные данные указаны в примере 1.

Таблица 2

_______________

* При П-образных компенсаторах нагрузка от внутреннего давления будет равна нулю.

РЕШЕНИЕ

Так как шаг опор принят постоянным из расчета промежуточной опоры (см. пример 1), расчетная снеговая нагрузка =3,4 кН/м. Расчетная сосредоточенная ветровая нагрузка от трубопроводов на одну колонну =1 кН. Вертикальная расчетная нагрузка от собственного веса трубопроводов с продуктом: =6 кН; =30 кН; =21 кН; =15 кН.

Горизонтальная расчетная нагрузка от сил трения трубопроводов, расположенных на одной промежуточной опоре: =2 кН; =9 кН; =6 кН; =5 кН. Расчетная нагрузка от собственного веса траверсы =3,4 кН/м.

Расчетная схема траверсы и схемы загружения для вычисления усилий от вертикальных нагрузок показаны на рис.2.

Максимальная опорная реакция =90 кН.

Расчетные горизонтальные нагрузки от упругих реакций компенсаторов и внутреннего давления в трубопроводах (см. табл.9) при коэффициенте надежности по нагрузке =1,1: =1,1·0,5=0,6 кН; =1,1·4,5=4,9 кН; =1,1·6=6,6 кН; =1,1·7,1=7,8 кН; =1,1·4=4,4 кН; =1,1·3,5=3,8 кН; =1,1·1=1,1 кН.

Для промежуточной анкерной опоры, установленной в середине температурного блока, имеет место равенство противоположно направленных нагрузок, следовательно, горизонтальные технологические нагрузки должны быть умножены на коэффициент 0,2.

Схемы загружения траверсы для вычисления усилий от расчетных горизонтальных технологических нагрузок показаны на рис.7.

Рис.7. К расчету траверсы анкерной опоры

Расчетные горизонтальные нагрузки от упругих реакций компенсаторов и внутреннего давления в трубопроводах на траверсу опоры: =0,6·0,2=0,1 кН; =4,9·0,2=1 кН; =6,6·0,2=1,3 кН; =7,8·0,2=1,6 кН; =4,4·0,2=0,9 кН; =3,8·0,2=0,8 кН; =1,1·0,2=0,2 кН.

Расчетная горизонтальная нагрузка от сил трения трубопроводов, расположенных по одну сторону от анкерной опоры:

• для схемы рис.7, а =0,2·0,3·42·1,1(2,2 0,05)=6,2 кН;

• для схемы рис.7, б =0,2·0,3·42·1,1(2,2 0,05)=6,2 кН; =0,2·0,3·42·1,1(0,4 0,08)=1,3 кН;

• для схемы рис.7, в =0,2·0,3·42·1,1·0,5(0,4 0,08)=0,7 кН; =0,2·0,3·42·1,1·0,5(2,2 0,05)=3,1 кН; =0,2·0,3·42·1,1·0,5(1 0,55)=2,1 кН; =0,2·0,3·42·1,1·0,5(0,8 0,32)=1,6 кН.

Максимальная опорная реакция от расчетных горизонтальных технологических нагрузок (схема рис.7, б) —·2,4 0,1·3,2 1·2,77 1,3·1,9 1,6·1,03 0,9·0,38-0,8·0,19-0,2·0,73 1,3·3,2 6,2·2,77=0;

=11,9 кН. От действия указанных выше нагрузок производится определение моментов и поперечных сил в траверсе. Так как опорная реакция от горизонтальной технологической нагрузки менее указанной выше реакции, вычисленной для промежуточной опоры (см. пример 1) 11,9<13 кН, то расчет наиболее нагруженной колонны и фундамента производится на действие горизонтальной технологической нагрузки =13 кН. Расчетная схема и схема нагрузок колонн показана на рис.8.

Рис.10. К расчету рядовой траверсы эстакады на вертикальные нагрузки

а — консолей; б — пролета

Определяем расчетные усилия в траверсе верхнего яруса.

Максимальные моменты и поперечные силы на опоре (рис.10, а) и в пролете (рис.10, б) траверсы от вертикальной нагрузки: =15,8·1,2/2=11,4 кН·м; =15,8·1,2=19 кН; =13,2·3,6/8=21,4 кН·м; =13,2·3,6/2=23,8 кН.

Максимальные моменты и поперечные силы на опоре (рис.11, а) и в пролете (рис.11, б) траверсы от горизонтальной нагрузки: =4·1,2/2=2,9 кН·м; =4·1,2=4,8 кН; =2·3,6/8=3,2 кН·м; =2·3,6/2=3,6 кН.

Рис.11. К расчету рядовой траверсы на горизонтальные нагрузки

а — консолей; б — пролета

Принимаем сечение траверсы из гнутого замкнутого профиля Гн140х4 по ТУ 36-2287-80 из стали марки 14 Г2-6.

Максимальные крутящие моменты на опоре и в пролете от горизонтальной нагрузки при высоте траверсы 140 мм: =4·1,2·0,14/2=0,3 кН·м; =2·3,6·0,14/4=0,3 кН·м.

Расчет сечения траверсы на прочность производится, как изгибаемого элемента в двух главных плоскостях на действие моментов =21,4 кН·м и =3,2 кН·м.

На действие максимальной поперечной силы =23,8 кН и крутящего момента =0,3 кН·м производится проверка сечения на сдвиг от суммарных касательных напряжений. От действия нормативной вертикальной нагрузки =13,2/1,1=12 кН/м в пролете и =15,8/1,1=14,4 кН/м на опоре производится проверка прогибов траверсы.

Аналогично рассчитываются траверсы с неподвижным опиранием трубопроводов и траверсы нижнего яруса.

Расчет связевой фермы

Связевые фермы запроектированы по верхнему и нижнему ярусам эстакады (рис.12). Пояса связевой фермы являются поясами двух вертикальных ферм пролетного строения. Элементы решетки связевой фермы С3 служат для уменьшения расчетных длин поясов вертикальных ферм и их работа не учитывается. Элементы С4 являются траверсами пролетного строения, элементы С1, С2 и С3 выполнены из одиночных уголковых профилей стали марки ВСт.3кп.2. Расчет связевой фермы выполнен как разрезной фермы. Работа сжатых раскосов фермы (на рис.12, а показаны пунктиром) не учитывается.

Рис.12. К расчету связевой фермы

а — расчетная схема фермы; б — схема ветровой нагрузки; в — поперечное сечение раскоса; 1 — траверса

Расчетная ветровая нагрузка на эстакаду для верхнего и нижнего ярусов при коэффициенте надежности по нагрузке 1,4, высоте ветровой полосы =0,7 м, =1 м, =3,14 м и нормативной ветровой нагрузке =660 Па будет =0,66·1,4(1 3,14/2)=2,4 кН/м; =0,66·1,4(0,7 3,14/2)=2,1 кН/м.

Сосредоточенная ветровая нагрузка, передающаяся на траверсы верхнего и нижнего ярусов: =2,4·6=14,4 кН;  =2,1·6=12,6 кН.

Опорные реакции ферм =14,4 14,4/2=21,6 кН; =12,6 12,6/2=18,9 кН.

Усилия в стержнях связевых ферм от ветровой нагрузки для верхнего и нижнего ярусов приведены в табл.3.

Таблица 3

По расчетным продольным силам, приведенным в табл.3, производится расчет стержней и на прочность и устойчивость.

Расчетные длины стержней м.

Подбор сечений стержней производится по предельной гибкости =200.

Расчетная длина стержня : =3,6 м.

Расчет вертикальной фермы промежуточного пролета

Расчет фермы производится для наиболее нагруженного пролета, расположенного в середине температурного блока.

Расчетная схема фермы показана на рис.13.

Рис.13. К расчету вертикальной фермы

а — расчетная схема; б — сечение элементов

Расчетные вертикальные нагрузки на одну ферму для верхнего и нижнего поясов: =0,6·0,6·20·1,1 0,6·1,3·1,05=8,8 кН/м; =0,4·0,6·20·1,1 0,4·1,3·1,05=5,8 кН/м, где =0,6 — коэффициент распределения вертикальной нагрузки по поперечному сечению, трассы; 1,3 кН/м — нагрузка от собственного веса фермы, связей, траверсы; 1,05 — коэффициент надежности по нагрузке.

Расчетные узловые нагрузки =8,8·6=53 кН; =5,8·6=35 кН.

За счет неразрезности пролетного строения ферм на опоре промежуточного пролета от вертикальной нагрузки возникает момент =2(53 35)18/9=352 кН·м.

Разлагая момент на пару сил, имеем =352/3=117 кН.

От сил трения трубопроводов верхних и нижних ярусов в поясах наиболее нагруженной фермы возникают усилия: =0,09·20·1,1·57·0,6=±68 кН; =0,09·20·1,1·57·0,4=±45 кН, где =120/2-3=57 м — расстояние от середины температурного блока до ближайшего конца эстакады: =20·1,1 — расчетная нагрузка на 1 м длины трассы; — коэффициент распределения горизонтальной нагрузки между фермами; 0,6 и 0,4 — коэффициенты распределения вертикальной нагрузки между ярусами эстакады.

При отсутствии в температурном блоке эстакады анкерной опоры на пояса ферм будет передаваться расчетная горизонтальная технологическая нагрузка, приходящаяся на блок эстакады:

=1,1·2·20=44 кН;

на верхний пояс =0,6·0,5·0,6·44=8 кН;

на нижний пояс =0,4·0,5·0,6·44=6 кН;

где 0,6 и 0,4 — коэффициенты распределения нагрузки по ярусам, 0,5 — коэффициент распределения нагрузки на ферму; — коэффициент распределения нагрузки по поперечному сечению.

Результаты определения усилий в стержнях фермы приведены в табл.4.

Таблица 4

По расчетным продольным силам, приведенным в табл.4, производится расчет стержней фермы на прочность и устойчивость.

Расчетные длины стержней:

Раскосы в плоскости фермы =0,9·424=382 см и из плоскости фермы =424 см.

Стойки решетки в плоскости фермы =0,9·300=270 см и из плоскости фермы =300 см.

Расчет надколонника

Надколонники выполняются в виде рамы с жесткими сопряжениями траверс со стойками. Стойки рам шарнирно опираются на железобетонные колонны.

Расчетная схема рамы приведена на рис.14. Определяем расчетные нагрузки. Равномерно распределенная нагрузка на траверсу верхнего яруса:

Рис.14. Расчетная схема надколонника

Равномерно распределенная нагрузка на траверсу нижнего яруса:

Вертикальные реакции пролетных строений от расчетной нагрузки

0,6·20·18·1,1 17,8·1,05=257 кН;

0,4·20·18·1,1 17,8·1,1=178 кН, где =0,6 — коэффициент распределения вертикальной нагрузки между фермами яруса при 10<=20<30 кН; =18 м — пролет фермы; =17,8 кН — нагрузка от собственного веса металлоконструкций. Сосредоточенная ветровая нагрузка на верхний и нижний ярусы (см. расчет связевой фермы): 2,4·18=±43 кН; 2,1·18=±38 кН.

Расчетная нагрузка от каждого поперечного ответвления трубопроводов эстакады на опору: 0,6·20·1,1=±13 кН; 0,4·20·1,1=±9 кН.

Результаты статического расчета приведены на рис.15. Сечение элементов надколонников выполнено из широкополочных двутавров 26ШI по ТУ 14-2-24-72.

Рис.15. Эпюры изгибающих моментов ; поперечных сил ; продольных сил в надколоннике

Расчет ригеля производится на прочность как внецентренно сжатого элемента от изгибающих моментов: =73 кН·м, =1,9 кН·м и нормальной силы =21 кН с проверкой на сдвиг от максимальной поперечной силы =52 кН.

На действие изгибающего момента =47 кН·м и нормальной силы =330 кН сечение стойки рамы рассчитывается на прочность и устойчивость в плоскости и из плоскости действия момента.

Расчетная длина стойки надколонника в плоскости рамы 300·6280/2·6280·360=0,42, где 6280 см — моменты инерции верхнего ригеля и стойки, =360 см — длина верхнего ригеля, =300 см — длина стойки. 300·6280/2·6280·360=0,42, где =6280 см — момент инерции нижнего ригеля, =360 см — длина нижнего ригеля,

Для стоек двухэтажных рам расчетная длина 0,9·1,68·300=450 см.

Расчетная длина стойки из плоскости рамы принимается равной расстоянию между узлами закрепления в продольном направлении =350 см.

Пример 4. Рассчитать железобетонную опору промежуточного температурного блока двухъярусной эстакады по данным, приведенным в примере 3. Конструкция эстакады представлена на рис.9. На каждой опоре имеется поперечное ответвление трубопроводов. Нормативное значение температуры наружного воздуха в теплое =26 °C и холодное =-32 °C время года. Начальный модуль упругости бетона колонн =24000 МПа.

РЕШЕНИЕ

Расчет производится для наиболее нагруженной промежуточной опоры, расположенной на расстоянии 21 м от конца температурного блока.

Расчетная вертикальная нагрузка на колонну от вертикальной нагрузки на эстакаду =20 кН/м.

1,1·20·0,6·18=238 кН,

где =0,6 — коэффициент распределения вертикальной нагрузки по поперечному сечению трассы.

Расчетная нагрузка от собственного веса пролетного строения 1,1·20=22 кН.

Расчетная нагрузка от собственного веса колонны 1,1·0,4·0,5·6·25=33 кН.

Расчетная горизонтальная технологическая нагрузка на эстакаду вдоль трассы 1,1·2·20=44 кН.

При одинаковой жесткости колонн температурного блока расчетная горизонтальная нагрузка вдоль трассы передается одинаково на все колонны блока 44/14=3 кН, где =14 — количество колонн в температурном блоке.

Расчетное изменение температуры конструкций 1,2[26-(-32)]=70 °C.

Относительная температурная деформация от климатических воздействий 70·11·10=77·10.

Расстояние от неподвижной точки продольной рамы эстакады (середины температурного блока) до второй от края колонны =120/2-24=36 м.

Величина горизонтального перемещения колонны эстакады =77·10·3600=2,8 см.

Момент инерции сечения колонны =50·40/12=267000 см.

Жесткость колонны 0,85·2400·267000/2=272·10 кН·см, где =2 — коэффициент, учитывающий влияние деформаций ползучести бетона колонн.

Расчетная горизонтальная сила на колонну от климатических воздействий 3·2,8·272·10/660=8 кН.

Расчетная ветровая нагрузка на колонну (см. расчет надколонника в примере 3) =(43 38)/2=±41 кН.

Расчетная горизонтальная нагрузка на колонну от поперечного ответвления трубопроводов эстакады (см. расчет надколонника в примере 3) 13 9=±22 кН.

Расчетная вертикальная нагрузка на колонну от ветровой нагрузки и от ответвлений трубопроводов 43·3/3,6=36 кН; 13·3/3,6=11 кН, где 3 м — высота пролетного строения; 3,6 м — расстояние между колоннами опоры.

Расчетная схема колонны опоры показана на рис.16.

Рис.17. К примеру 5

а — схема опоры; б — расчетная схема сваи-колонны; в — эпюры; 1 — свая-колонна; и в свае-колонне вдоль оси трассы;
г — эпюры и в свае-колонне, поперек оси трассы

Расчетные нагрузки на сваю-колонну опоры =2,5 кН; =9,3 кН; =80 кН.

Грунты — тугопластичный суглинок =0,35.

Коэффициент надежности по назначению =1.

РЕШЕНИЕ

Предварительно принимаем глубину погружения свай-колонны =5 м и проверяем несущую способность сваи на вертикальную нагрузку. Площадь поперечного сечения сваи 0,4х0,4=0,16 м. Периметр поперечного сечения =4х0,4=1,6 м. По СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты» для глубины 5 м расчетное сопротивление грунта в плоскости нижнего конца сваи =2,4 МПа. Расчетные сопротивления грунта по боковой поверхности сваи на глубине расположения слоя грунта 1, 2, 3, 4 и 5 м будут соответственно равны: =19; 25,5; 30; 32,5; 34,5 кН/м:

Несущая способность

 =1·[1·2400·0,16 1,6(1·19·1 1·25,5·1 1·30·1 1·34,5·1)]=550 кН,

где =1 — коэффициент работы сваи в грунте; =1 и =1 — соответственно коэффициенты условий работы грунта под нижним концом и на боковой поверхности сваи; — толщина -го слоя грунта.

Расчетная нагрузка на сваю.

550/1,4=392=80 кН, т.е. несущая способность грунта основания сваи обеспечена.

Коэффициент пропорциональности грунта для свай (табл.1 прил.2). =6000 кН/м.

Условная ширина и жесткость поперечного сечения свай =1,5 0,5=1,5·0,4 0,5=1,1 м; 24·10·0,4/12=51200 кН·м, где =24·10 кН/м — начальный модуль упругости бетона,  — момент инерции поперечного сечения.

Коэффициент деформации

 1/м.

Перемещения для приведенной глубины:

• 0,664·5=3,32;

• 2,502/0,664·51200=1,67·10 м/кН;

• 1,641/0,664·51200=0,726·10 1/кН;

• 1,757/0,664·51200=0,516·10 1/кН·м;

• где значения коэффициентов , , принимаются по табл.2 прил.2.

Производим расчет в направлении оси траверсы (ось ). Поперечная сила в свае-колонне на уровне поверхности грунта 9,3 кН.

Изгибающий момент в свае-колонне на уровне поверхности грунта 0 9,3·6=55,8 кН·м.

Горизонтальное перемещение сваи на уровне поверхности грунта

9,3·1,669·10 55,8·0,726·10=5,6·10 м.

Угол поворота сечения сваи на уровне поверхности грунта

9,3·0,726·10 55,8·0,516·10=3,5·10 рад.

Горизонтальное перемещение верха сваи-колонны

5,6·10 3,5·10 9,3·6/3·51200=0,04 м.

Изгибающий момент поперечная сила , продольная сила в заглубленной части сваи-колонны вычисляются в зависимости от глубины расположения сечения .

Для =1,2 м

0,664·1,2=0,8,

=0,664·51200·0,0056(-0,085)-0,664·51200·0,00355(-0,034) 55,8·0,992 9,3·0,799/0,664=60 кН·м;

     

=0,664·51200·0,0056·(-0,32)-0,664·51200·0,00355(-0,171) 0,664·55,8·(-0,051) 9,3·0,989=-5,9 кН.

80 кН,

где , , , , , , , — коэффициенты, принимаемые по табл.3 прил.2. Для надземной части сваи-колонны величины усилий определяются как в консольной балке, защемленной в уровне поверхности грунта. Эпюры моментов и поперечных сил показаны на рис.17. Глубина условного защемления сваи-колонны 2/0,664=3 м.

Расчетная длина сваи-колонны при расчете на прочность в направлении (6 3)2=18 м.

Аналогично производится расчет в направлении оси : 2,5 кН; =2,5·6=15 кН·м; =2,5·1,669·10 15·0,726·10=1,506·10 м; =2,5·0,726·10 15·0,516·10=0,955·10 рад.

Горизонтальное перемещение верха сваи-колонны =1,506·10 0,955·10·6 2,5·6/3·51200=0,011 м.

Изгибающий момент и поперечная сила для сечения на глубине =1,2 м:

=0,664·1,2=0,8 м;

=0,664·51200·0,00151·(-0,085)-0,664·51200·0,00095(-0,034) 15·0,992 2,5·0,799/0,664=161 кН·м;

=0,664·51200·0,00151(-0,32)-0,664·51200·0,00095(-0,171) 0,664·15(-0,051) 2,5·0,989=0,3 кН.

Для других сечений эпюра моментов и поперечных сил показана на рис.17. Глубина условного защемления сваи-колонны =2/0,664=3 м. Расчетная длина сваи-колонны при расчете ее прочности в направлении (6 3)2=18 м.

Полное горизонтальное перемещение верха сваи-колонны от нормативных нагрузок при среднем коэффициенте надежности по нагрузке =1,15: см/75=600/75=8 см, что менее предельной величины.

По найденным моментам, поперечной и продольной силам производится расчет сечений свай-колонны на прочность и трещиностойкость.

Пример 6. Рассчитать железобетонную опору эстакады под технологические трубопроводы, состоящую из двух свай-колонн сечением 400х400 мм, объединенных крестовыми связями (рис.18). Температурный блок эстакады не имеет анкерной опоры. Расчетные нагрузки на опору =5 кН, =18,6 кН, =160 кН.

Грунты — тугопластичный суглинок =0,35.

Коэффициент надежности по назначению =1.

Рис.18. Расчетная схема опоры с применением свай-колонн, усиленных крестовыми связями

а — конструктивная схема опоры; б — расчетная схема опоры; в — расчетная схема сваи

РЕШЕНИЕ

Задаемся минимальной глубиной погружения свай =4,5 м и проверяем несущую способность на вертикальную нагрузку. Площадь поперечного сечения сваи 0,4х0,4=0,16 м. Периметр поперечного сечения =4х0,4=1,6 м. По СНиП 2.02.03-85 для глубины 4,5 м и =0,35 расчетное сопротивление грунта в плоскости нижнего конца сваи =2220 кН/м.

Расчетное сопротивление грунта по боковой поверхности сваи на глубине расположения слоя грунта 1, 2, 3, 4 и 4,5 м будут соответственно =19; 25,5; 30; 32,5; 33,5 кН/м.

Несущая способность

1[1·2220·0,16 1,6(1·19·1 1·25,5·1 1·30·1 1·32,5·1 1·38,5·0,5)]=540 кН,

где =1 — коэффициент условий работы сваи в грунте; =1, =1 — соответственно коэффициенты условий работы грунта под нижним концом и на боковой поверхности сваи; — толщина -го слоя грунта.

Расчетная нагрузка на сваю-колонну

540/1,4=386 кН>/2=160/2=80 кН, т.е. несущая способность грунта основания сваи обеспечена.

Определим условную глубину защемления сваи в грунте в направлении и .

Момент инерции поперечного сечения сваи 0,4/12=0,00213 м.

Условная расчетная ширина сваи 1,5·0,4 0,5=1,1 м.

Жесткость поперечного сечения сваи =2,15·10·0,00213=45800 кН·м, где =2,15·10 кН/м — начальный модуль упругости бетона сваи.

Коэффициент пропорциональности грунта для свай (табл.1 прил.2) =7100 кН/м.

Коэффициент деформации 1/м.

Условная глубина защемления 2/0,702=2,85 м; =2,85<=4,5 м.

Изгибающие моменты в надземной части сваи колонны в плоскости :

• 18,6·1,5/2=14 кН·м; 14 (18,6/2-16,34)3=-7,1 кН·м;

  -7,1 18,6·1,5/2=6,9 кН·м,

• где 18,6·1,15/2 14·1,81(1,5 3)=16,34 кН;

• 1,5/(1,5 3)=0,333 по табл.6 настоящего Пособия =1,15; =1,81.

Усилие в раскосе (=51°20′) 16,3/0,62=26,2 кН.

Поперечные силы в сечениях сваи-колонны по оси :

Изгибающие моменты в плоскости оси : 5·1,5/2=3,8 кН·м; 5(1,5 3)/2=11,2 кН·м; 5(1,5 3 1,5)/2=15 кН·м.

Для расчетной схемы рис.18, в имеем 0,702·4,5=3,16 м.

По табл.2 прил.2 =2,727; =1,758; =1,818.

Перемещения 2,727/0,702·45800=17,2·10 м/кН;

1,758/0,702·45800=7,79·10 1/кН;

1,818/0,702·45800=5,65·10 1/кН·м.

Горизонтальное перемещение и угол поворота сваи-колонны в уровне поверхности грунта по оси

9,3·17,2·10 6,9·7,79·10=2,13·10 м;

9,3·7,79·10 6,9·5,65·10=1,1·10 рад, где 18,6/2=9,3 кН.

Перемещение сваи-колонны на высоте =1,5 м

2,13·10 1,1·10·1,5 (9,3 1,5)/3·45800

(-7,1)·1,5/2·45800=3,84·10.

     Величина 3,84·10 1,1·10(1,5 3) 18,6·1,5/6·45800=9,06·10 м.

Коэффициент 3/(3 1,5)=0,667 по табл.7 настоящего Пособия =9,6.

Горизонтальное перемещение верха опоры по оси 9,06·10/(1-160·1,5/2·9,6·45800)=0,009 м.

Изгибающий момент и поперечная сила в сечении сваи-колонны, расположенном ниже поверхности грунта на расстоянии =1 м, 0,702·1=0,702.

Из табл.3 прил.2 =-0,057; =-0,02; =0,996; =0,699; =-0,245; =-0,114; =-0,03; =0,994.

=0,702·45800·2,13·10·(-0,057)-0,702·45800·1,109·10·(-0,02) 6,9·0,996 9,3·0,699/0,72=14 кН·м;

=0,702·45800·2,13·10(-0,245)-0,702·45800·1,109·10(-0,114) 0,702·6,9(-0,03) 9,3·0,994=3,7 кН.

Значения и для других сечений показаны на эпюрах рис.19.

Рис.19. Эпюры изгибающих моментов и поперечных сил в свае-колонне

Горизонтальное перемещение и угол поворота сваи-колонны в уровне поверхности грунта по оси :

Перемещение верха опоры по оси :

=1,6·10 1,04·10·6 2,5·6/3·45800 0,6/2·45800=0,011 м.

Изгибающий момент и поперечная сила в сечении сваи-колонны, расположенном ниже поверхности грунта на расстоянии =1 м:

=0,702·1=0,702; =-0,057; =-0,02; =0,996; =0,994; =-0,245; =-0,114; =-0,03; =0,994.   

=

=0,702·45800·1,6·10·(-0,057)-0,702·45800·1,04·10·(-0,02) 15·0,996 2,5·0,699/0,702=16 кН·м;

=0,702·45800·1,6·10(-0,245)-0,702·45800·1,04·10(0,114) 0,702·15(-0,03) 2,5·0,994=3,7 кН.

Значения и для других сечений показаны на рис.19.

Полное горизонтальное перемещение верха опоры от нормативных нагрузок при среднем коэффициенте надежности по нагрузке =1,15; 0,012 м < /75=1,6/75=0,08 м, что менее предельной величины.

Расчетные длины колонн при расчете прочности по оси (2,85 6)·1=8,85 м, по оси (2,85 6)·2=17,7 м.

По найденным моментам, поперечной и продольной силам производится расчет сечений сваи-колонны на прочность и трещиностойкость.

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

РАСЧЕТ СВАЙ, СВАЙ-ОБОЛОЧЕК И СВАЙ-СТОЛБОВ НА СОВМЕСТНОЕ
ДЕЙСТВИЕ ВЕРТИКАЛЬНЫХ И ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ НАГРУЗОК И МОМЕНТОВ

Схема нагрузок на сваю