ДБН В.2.3-14:2006 Мости та труби. Правила проектування

Додаток А

(обов'язковий) Перелік нормативних документів, на які є посилання в даних нормах

Додаток Б

(обов’язковий) Терміни та визначення

Додаток В

(обов’язковий)

Габарити наближення конструкцій мостів на автомобільних дорогах загального користування і вулицях населених пунктів

1Цей додаток встановлює габарити наближення конструкцій мостів – граничних поперечних контурів (в площині, перпендикулярній поздовжній осі проїзної частини), в середину яких не повинні виступати будь-які елементи споруди або розташоване на ній устаткування.

2 Схеми габаритів наближення конструкцій на мостах лише під автомобільний рух наведено на рис. 1, при цьому ліва половина кожної схеми стосується випадку примикання тротуарів або службових проходів до огорож, права – до випадку розміщення тротуарів на відстані.

a)

0.5

1.0

П П

 

Г

и г оро д ісь в б)

Рисунок 1 а) – за відсутності розділової смуги; б) – по розділовій смузі в рівні проїзду без огорожі (інакше за “а”); в) – по розділовій смузі при наявності огорожі

Позначення, прийняті на схемах габаритів:

nb – загальна ширина проїзної частини або ширина проїзної частини для руху в одному напрямку;

n – кількість смуг руху і b – ширина кожної смуги руху, приймаються згідно з ДБН В.2.3-4 і ДБН 360;

Н – відстань від верхньої точки поперечного перерізу проїзду до низу прогонової будови над проїздом, визначається співвідношенням:

Н=h + 0,2м + ∆м,

Де h – висотний габарит, що дорівнює для всіх доріг і вулиць загального користування – 5,25 м;

для доріг промислових підприємств – не менше висоти передбачених до обігу транспортних засобів плюс 1,0 м, але не менше ніж 5,0 м.

0,2 м – запас на нарощування мостового полотна при ремонтах;

∆ м – розрахунковий прогин прогонової будови над дорогою.

П – смуги безпеки (запобіжні смуги) з боку першої смуги руху (правої по ходу);

Пс – смуги безпеки з боку розділової смуги;

С – розділові смуги (при багаторядному русі в кожному напрямку), ширина яких дорівнює відстані між крайками проїзних частин різного напряму руху і включає в себе смуги безпеки;

ЗП – захисні смуги, ширину яких, як правило, необхідно приймати не менше ніж 0,7 м і не менше ніж розрахунковий поперечний прогон огорожі безпеки плюс 0,4 м;

Г – габарит – відстань між огорожами проїзної частини включно зі смугою безпеки і розділовою смугою, що в рівні проїзної частини. При окремих проїздах в кожному напрямку, між якими розташована розділова смуга, яка обмежена бордюрами, на мосту існують два габарити;

Т – ширина тротуарів (службових проходів) згідно з 1.8.3;

δ – висота огорожі безпеки (додаток Ω);

) * При відсутності тротуарів або службових проходів; в інших випадках – згідно з табл. 2.

) ** Не менше ніж на підходах і не менше ніж 4,0 м

) *** В умовах існуючої забудови при відповідному обґрунтуванні дозволяється зменшити до 3,0 м з обов’язковим встановленням огорожі безпеки.

Ширину смуги безпеки з боку правої по ходу смуги руху (П) в залежності від розрахункової інтенсивності приймати згідно з табл. 2.

) * Вважається, що виконуються всі вимоги ДБН В.2.3-4 і ДБН 360 відносно геометричних параметрів поздовжнього і поперечного профілів для відповідних категорій доріг та вулиць.

3 Габарит проїзду по мосту і складові поперечного профілю для доріг і вулиць незагального користування повинні бути обумовлені завданням на проектування.

4 Відмінність у схемах габаритів наближення конструкцій міських мостів з трамвайним рухом на спільному з автопроїздами полотні від наведених на схемах рис. 1 (визначення згідно з 2) показано на рис. 2.

Розташування трамвайних колій на спільному полотні допускається лише для звичайних трамваїв.

a)

б)

Рисунок 2

Схеми наближення конструкцій на мостах з трамвайним та автомобільним рухом на спільному полотні.

а) – трамвайні колії розташовано по осі моста;

б) – трамвайні колії відсунуто до одного із тротуарів

Визначення на рис. 2:

М – відстань між осями колій приймати відповідно до СНиП 2.05.09;

Р – відстань від краю проїзної частини до осі найближчої колії, відповідно до ДБН-360

- решта позначень – згідно з рис. 1.

5 Відмінності у схемах габаритів наближення конструкцій міських мостів для пропускання рейкового транспорту на відокремленому полотні від наведених на схемах рис. 1 (позначення згідно з 2) показано на рис. 3.

В разі розташування полотна рейкового транспорту на краю моста всі споруди для автомобільного транспорту та тротуари розташовуються по один бік від відокремленого полотна рейкового транспорту.

Рисунок 3. Схема наближення конструкцій на суміщених мостах при розташуванні рейкового транспорту на відокремленому полотні

Позначення на рис. 3.

Гр.т. – габарит наближення конструкцій мостів при рейковому транспорті визначається:

– до залізниці – згідно з ГОСТ 9238;

– до метрополітену – згідно з ГОСТ 23961;

– до трамвайних колій – згідно з СНиП 2.05.09;

Висотні габарити для рейкового транспорту необхідно приймати у відповідно до ГОСТів та СНиПу.

6 В разі розташуванні мостів на кривих у плані проїзна частина має бути розширена залежно від категорії дороги відповідно до вимог ДБН В.2.3-4.

Проїзну частину автодорожніх мостів допускається розширяти за рахунок зменшення смуги безпеки, але не більше ніж до 1,0 м або шляхом збільшення габаритів наближення конструкцій.

7 Габарити наближення конструкцій під шляхопроводами.

Габарити по висоті під шляхопроводом через автомобільні дороги і вулиці необхідно приймати для автомобільного транспорту за п. 2, а при наявності рейкового:

– для трамваїв згідно зі СНиП 2.05.09;

– для залізниці згідно з ГОСТ 9238;

– для метрополітену згідно з ГОСТ 23961.

8 Осі опор шляхопроводів через автомобільні дороги І категорії та автомагістралі мають бути паралельні до осей проїздів під шляхопроводом.

9 При наявності на розділовій смузі дороги, що перетинається, опори шляхопроводу та при відстані на просвіт між нею і укріпленою смугою обочини або бордюром менше 4,0 м на автодорогах І, ІІ і ІІІ категорій, автомагістралях і магістральних вулицях неперервного руху в містах, або менше 3,0 м на інших автодорогах та вулицях – обов'язкове влаштування огорож безпеки по краю укріпленої смуги обочини або бордюру (згідно з 2, рис 1в цього додатку).

10 Обернені в сторону осі дороги бокові поверхні проміжних опор, які розташовано по сторонах проїзної частини дороги, що перетинається, мають бути винесені за бровки земляного полотна автомобільних доріг або за тротуари вулиць в населених пунктах, але не менш ніж на 4,0 м на автодорогах І, ІІ і ІІІ категорій, автомагістралях і магістральних вулицях неперервного руху та не менше 3,0 м – на інших автодорогах і вулицях.

Якщо опори, які розташовані по сторонах дороги, що перетинається, є кінцевими, то відстань між необсипним стояном або конусом обсипного стояна і бровкою земляного полотна або тротуару слід приймати на 1,0 м більше тієї, яка вказана згідно з 10. Ці відстані при відповідному обґрунтуванні допускається зменшувати при дотримуванні п.2.

11. Якщо вздовж проїздів на дорогах влаштовуються огорожі безпеки, то вони мають починатися перед шляхопроводом на автодорогах І категорії не менше ніж за 25,0 м і закінчуватися через 15,0 м після шляхопроводу; відповідно 18,0 м і 12,0 м – на автодорогах ІІ і ІІІ категорій; та 12,0 м і 12,0 м на автодорогах IV категорії.

Додаток Д

(обов’язковий)

Коефіцієнт  для тимчасових навантажень та впливів при їх комбінаціях

)

* При розташуванні мостів на кривих великого радіуса (коли відцентрова сила невелика) навантаження № 10 слід розглядати як таке, що діє разом з навантаженнями № 7 і № 8.

)

** Див. прим. 1 до 2.2 розд.2.

)

*** Див. прим. 3 до 2.2 розд.2.

Примітка. В чисельнику зазначені коефіцієнти навантажень, що використовуються при проектування залізничних мостів, у знаменнику – автодорожніх та міських.

Додаток Ж

(обов'язковий) Методика визначення рівнодійної нормативного горизонтального (бічного) тиску ґрунту від власної ваги на опори мостів 1 Рівнодійну нормативного горизонтального (бічного) тиску Fh на опори мостів від власної ваги насипного ґрунту, а також ґрунту, що лежить нижче природної поверхні землі при глибині закладення підошви фундаменту 3 м і менше (рис. а), слід визначати за формулою

F  p h b, (1) h h x де ph – нормативний горизонтальний (бічний) тиск ґрунту на рівні нижньої поверхні розглядуваного шару, прийманий згідно з 2.6; hх – висота засипання, відраховувана від підошви рейок або верха дорожнього покриття, м; b – приведена (середня по висоті hх) ширина опори в площині задніх граней, на яку розподіляється горизонтальний (бічний) тиск ґрунту, м.

Рисунок 1. Схема епюр тиску ґрунту на опори моста для визначення рівнодійної нормативного горизонтального (бічного) тиску на опори а – при глибині закладення підошви фундаменту 3 м і менше; б – те ж, понад 3 м;

1 – перший шар; 2 – другий шар; 3 – третій шар

Відстань рівнодійної Fh від підошви фундаменту слід приймати таким, що дорівнює z  h.

x

Для масивних (у тому числі зі зворотними стінками) і пустотілих (з поздовжніми прорізами) фундаментів, якщо ширина прорізу b1, дорівнює або менше подвійної ширини зворотної стінки b2, а також для суцільних (без прорізів) фундаментів ширину b слід приймати такою, що дорівнює відстані між зовнішніми гранями конструкцій.

Для порожнистих (з поздовжніми прорізами) фундаментів або для роздільних (із прорізами) фундаментів, якщо b1 > 2b2, ширину b слід приймати рівній подвоєній сумарній ширині стінок або роздільних фундаментів.

Для пальових або стоякових фундаментів, якщо сумарна ширина паль (стійок) дорівнює або більше половини всієї ширини, за ширину b слід приймати відстань між зовнішніми гранями паль (стойік); якщо сумарна ширина паль (стійок) менше половини всієї ширини опори, то за ширину b слід приймати для кожної палі (стійки) її подвійну ширину.

Примітка 1. Величини n і n при визначенні тиску ph на всю висоту hx припускається приймати як для дренувального ґрунту засипання.

Примітка 2. Для паль, забитих у раніше зведений (ущільнений) насип, горизонтальний (бічний) тиск враховувати не слід.

Примітка 3. Горизонтальний (бічний) тиск ґрунту на опори моста з боку прогону слід враховувати, якщо в проекті споруди передбачаються заходи, що гарантують стабільність впливу цього ґрунту при будівництві й експлуатації моста.

Примітка 4. Нахил задньої грані стояна і сили тертя між ґрунтом засипання і цією гранню при визначенні сили Fh враховувати не слід.

2 При глибині закладення підошви фундаменту понад 3 м рівнодійну нормативного горизонтального (бічного) тиску кожного i-го (знизу) шару або ґрунту, розташованого нижче природної поверхні землі, слід визначати за формулою

(2)

F   h  (h  2h)b, і і і і і 0i де i – питома вага ґрунту розглядуваного шару;

hi – товщина розглядуваного шару;

i – коефіцієнт нормативного горизонтального (бічного) тиску ґрунту для i-го шару, який дорівнює:

i – нормативна величина кута внутрішнього тертя шару або ґрунту;

h0i – приведена до питомої ваги ґрунту засипання загальна товщина шарів ґрунту, що лежать вище верхньої поверхні розглянутого шару. Наприклад, для нижнього (першого) шару приведена на рис. б товщина становить

Відстань рівнодійної тиску i-го шару або Fi від нижньої поверхні розглядуваного шару слід приймати таким, що дорівнює:

При виконанні підходу до моста з армованого або закріпленого ґрунту тиск на опору слід розраховувати за окремими технічними умовами.

Додаток К

(обов’язковий)

Методика визначення коефіцієнта вертикального тиску ґрунту при розрахунку ланок (секцій) труб

1 Коефіцієнт вертикального тиску ґрунту для залізобетонних і бетонних ланок (секцій) труб С слід визначати за формулою де n – нормативний кут внутрішнього тертя ґрунту засипання труби;

n – коефіцієнт нормативного горизонтального (бічного) тиску, що вираховується згідно з 2.6;

d – діаметр (ширина) ланки (секції) за зовнішнім контуром, м;

h – висота засипання при визначенні вертикального тиску згідно з 2.6, рахуючи від підошви рейок або верха дорожнього покриття до верха ланки (секції), м; при визначенні горизонтального (бічного) тиску згідно з 2.6 висоту засипання hx слід приймати до середини висоти ланок (секцій) труби;

a – відстань від основи насипу до верха ланки (секції) труби, м;

s – коефіцієнт, який приймається таким, що дорівнює при фундаментах:

1,2 – непіддатливих (на скельній основі або на палях-стойках);

1,1 – малопіддатливих (на висячих палях);

1,0 – масивних дрібного закладення і ґрунтових (нескельних) фундаментів

Якщо В > h/d, то слід приймати В = h/d.

Коефіцієнт вертикального тиску ґрунту для богатовічкових круглих водопропускних труб допускається розраховувати за формулою де n  0,01(l/d)2  0,02(l/d)  0,9, але не більше ніж 1



(де l – відстань на просвіт між вічками труб).

При підсипанні насипів, в яких з часом утворилося природне ущільнення ґрунту засипки та фізичний стан конструкцій труби є задовільним, припускається при визначенні нормативного тиску на трубу від власної ваги ґрунту приймати незалежно від піддатливості основи безрозмірний коефіцієнт С, що дорівнює одиниці. При розрахунку гнучких (з гофрованого металу та ін.) ланок (секцій) труб і при визначенні тиску на ґрунтові (нескельні) фундаменти коефіцієнт С слід приймати таким, що дорівнює одиниці.

Додаток Л

(обов'язковий)

Нормативне тимчасове вертикальне навантаження СК від залізничного рухомого складу і правила завантаження ним ліній впливу

1 Величини нормативних еквівалентних навантажень для завантаження однозначних і окремих ділянок двозначних ліній впливу наведено в табл. 1.

У випадках, обговорених нижче, при завантаженні ліній впливу слід застосовувати навантаження – рівномірне 9,81 кН/м (К тс/м) колії і від порожнього рухомого складу, зазначені згідно з 2.11.

2 При розрахунку елементів мостів слід враховувати передачу і розподіл тиску елементами верхньої будови колії, при цьому еквівалентне навантаження  необхідно приймати:

а) при визначенні місцевого тиску, переданого мостовими поперечками, а також металевими скріпленнями (з гумовими прокладками) при укладанні рейок по залізобетонній плиті, – рівним 24,5К кН/м (2,50 К тс/м) колії, для розрахунку стійкості стінки балки – не більше 19,62К кН/м (2К тс/м) колії;

Примітка 1. Еквівалентні навантаження, що обчислюються у кН/м колії при значеннях параметрів 1,550м (=0 і =0,5) та 50м (=0), отримано за формулою  де е=2,718...- основа натуральних логарифмів.

Примітка 2. Для проміжних значень довжин завантаження  та проміжних положень вершин ліній впливу а    0,5 величини навантаження  слід визначати за інтерполяцією.

 б) при визначенні місцевого тиску, переданого плитою баластового корита (у всіх випадках), а також при визначенні зусиль для розрахунку плити поперек колії – рівної 19,62К кН/м (2К тс/м) колії уздовж шляху – не більше 19,62К кН/м (2К тс/м) колії.

Рисунок 1. Коефіцієнт e в залежності від λ і α (довжина навантаження λ, м вказана на графіку)

Примітки

Примітка 1. При влаштуванні колії на баласті значення   19,62К кН/м (2К тс/м) при λ≤25 м слід приймати (у тому числі для розрахунку опор, якщо баластовий шар неперервний) відповідним  = 0,5 незалежно від положення вершин ліній впливу.

Примітка 2. Величину навантаження для розрахунку плити баластового корита слід приймати такою, що дорівнює /b, кПа (тс/м2).

де b – ширина розподілу навантаження, м, прийнята рівною 2,7 + h або 2,7 + 2h (в залежності від того, що є більш несприятливим при вираховуванні окремих перерізів плити), але не більше ширини баластового корита;

h – відстань від підошви шпал до верха плити, м.

Примітка 3. При криволінійному, зубчатому (близькому до трикутного) і чотирикутному обрисах однозначні лінії впливу й окремо завантажені ділянки двозначних ліній впливу при коефіцієнті спотворення  < 1,10 (відношення площі розглянутої лінії впливу до площі трикутної лінії впливу при однакових довжинах і найбільших ординатах) завантажуються еквівалентним навантаженням  згідно з 2 цього додатку.

Примітка 4. При криволінійному обрисі однозначні лінії впливу і ділянки двозначних ліній впливу, що завантажуються окремо, при коефіцієнті спотворення   1,10 і довжині   2 м завантажуються згідно з 2 цього додатку з урахуванням наступних вказівок:

а) при 1,10   1,40 (за винятком випадку влаштування шляху на баласті і  < 50 м) зі збільшенням інтенсивності еквівалентного навантаження на величину, %, що дорівнює е( – 1), де е – коефіцієнт, обумовлений згідно з рис.1.

При влаштуванні колії на баласті і  < 50 м величину  слід приймати згідно з табл. 1, причому для  10 м незалежно від положення вершин ліній впливу – за стовбчиком, що відповідає  = 0,5;

б) при  > 1,40 слід підсумовувати від завантаження частин лінії впливу.

Частина, що включає вершину лінії впливу довжиною 1 і площею А1 (рис.2), обмежена ординатами y1 і y2, завантажується на максимум (відповідно до 1, і 1,); інша частина лінії впливу (А – А1) завантажується навантаженням 9,81 кН/м (К тс/м) колії.

При цьому сумарну величину зусилля слід приймати не менше (А1 + А2), де  належить визначати відповідно до  і  усієї лінії впливу.

Довжину 1, (рис. 2) слід призначати з урахуванням розрахункової схеми конструкції.

Рис. 2. Частина лінії впливу довжиною , що включає її вершину

5. Зусилля (розглядуваного знака) по лініях впливу, що складаються з кількох ділянок, слід визначати підсумовуванням результатів завантаження окремих поруч розташованих ділянок всієї або частини лінії впливу.

Відповідно до обрису ліній впливу і величин  і  для ділянок слід завантажувати:

– дві ділянки розглядуваного знака, що розташовані поруч або розділені ділянкою іншого знака, при загальній довжині цих (двох або трьох) ділянок менше 80 м;

– одну ділянку розглянутого знака при довжині 80 м і більше;

– інші ділянки того ж знака – навантаженням 9,81К кН/м (К тс/м) колії.

Подільні ділянки іншого знака слід завантажувати навантаженням 13,73 кН/м (1,4 тс/м) колії, а при наявності таких ділянок довжиною до 20 м одну з них не завантажують.

Приклади деяких завантажень наведено на рис. 3 і 4.

Рисунок 3. Схема завантаження ділянок лінії впливу при λ>80 м

Рисунок 4. Схема завантаження прогону одночасно з призмою обвалення або прогону зі стояном при розрахунку масивних стоянів мостів з розрізними балковими прогоновими будовами 6. При розрахунку масивних стоянів мостів з розрізними балковими прогоновими будовами завантаження прогону одночасно з призмою обвалення або прогону зі стояном необхідно виконувати відповідно до рис. 4 і табл. 2.

Довжину завантаження призми обвалення слід приймати такою, що дорівнює половині висоти від підошви шпал до розглянутого перерізу опори.

Коефіцієнт надійності за навантаженням слід приймати, керуючись приведеною довжиною завантаження, що дорівнює сумі довжин ділянок, на яких в кожному випадку розміщується тимчасове навантаження.

*) При влаштуванні їзди на баласті та 1<25 м слід приймати 0,5 (див. п.2)

7 При завантаженні прогонових будов, що розташовані на кривих, величину навантаження  слід приймати з коефіцієнтом, що відображає вплив зсунення центра тяжіння рухомого складу,причому розрахунок необхідно здійснювати двічі:

– з урахуванням відцентрової сили і динамічного коефіцієнта, але без врахування силових факторів, що виникають внаслідок узвишшя зовнішньої рейки;

– без врахування відцентрової сили і динамічного коефіцієнта, але з урахуванням силових факторів, що виникають внаслідок узвишшя зовнішньої рейки.

8 При розрахунку на витривалість максимальне і мінімальне зусилля (напруження) по лініях впливу, зазначених у п.5, визначаються найневигіднішим із завантажень, що виникає від рухомого складу, і складається з навантаження εСК (яким завантажується тільки одна ділянка) і навантаження 9,81К кН/м (К тс/м) колії. Завантаження ведеться послідовно по ділянках лінії впливу окремо справа наліво і зліва направо (рис. 5). При симетричній лінії впливу виконується завантаження в одному напрямку.

Рисунок 5. Схема завантаження ділянок лінії впливу для визначення максимальних і мінімальних зусиль (напружень) при розрахунку на витривалість

Додаток М

(довідковий)

Визначення загального розмиву в руслі

Аналітичний розв’язок рівняння балансу наносів, за яким глибина в розмитому руслі під мостом в будь-який момент часу в інтервалі між початком затоплення заплави і звільнення її від паводкової води визначається залежністю де hрп – змінна в часі природна глибина русла, яка дорівнює різниці між рівнем високої води (РВВ) і відміткою дна до розмиву;

А – коефіцієнт, що враховує фізичні властивості наносів і приймається згідно з даними таблиці 1

Г – інтегральна функція гідрографа руслової витрати

4 4

Г = 86400 Σ 0,5((Qрп)j-1 + (Qрп)j) Δtj, де: (Qрп)j-1 та (Qрп)j – руслові витрати в j-1 та j моменти часу від початку затоплення заплав; Δtj – проміжок часу між tj-1 та tj моментами, одиниця міри якого становить доба; 86400 – кількість секунд в добі. Рекомендується значення інтегральної функції гідрографа руслової витрати обчислити заздалегідь. З цією метою в залежності від форми гідрографа весь час затоплення заплав ділиться на 10 – 20 відтинків тривалістю Δtj і для кожного моменту часу tj за наведеною формулою розраховують величину інтегральної функції гідрографа Г. Отримані дані заносяться в таблицю, за ними можна побудувати графік Г = f(t).

Qрп – природна руслова витрата, яка визначається за гідрографом руслової витрати;

Вр – ширина русла під мостом;

βм – коефіцєнт стиснення потоку під мостом, який змінюється за часом

Q – загальна витрата ріки, яка визначається за гідрографом для того ж моменту часу, що й природна руслова витрата;

qзап – питома витрата заплав;

Lм – ширина отвору мосту;

ℓс – довжина зони стиснення 

В0 – середня ширина розливу ріки;

ℓмз і ℓвз – відповідно ширина меншої і більшої заплав.

Належить враховувати, що найбільша величина загального розмиву

Δhзаг = Zп – (РВВ – h), де Zп – природна відмітка дна до розмиву, не збігається з піком паводка, а досягається на його спаді. Тому величину Δhзаг належить обчислювати для декількох моментів паводка після його піку і серед них знайти максимальне значення.

Якщо проходження паводків, менших за величиною від розрахункових (найбільших), призводить до невідновлювальних деформацій в підмостовому руслі (що можливо при стисненні потоку більше ніж в 2 рази, на мостових переходах в умовах підпору, в нижніх б’єфах гребель, при деформації русел в заплавних отворах тощо), визначення загального розмиву належить виконувати, виходячи з умов проходження розрахункового (найбільшого) паводку після серії натурних спостережених паводків одного з багатоводних періодів. При багаторічному прогнозуванні загального розмиву в аналітичну залежність для другого і наступних паводків треба підставляти замість величини hрп глибину з урахуванням залишкового розмиву від попереднього паводка, тобто величину, що дорівнює РВВ – ZJ-1, де ZJ-1 – відмітка дна русла на момент звільнення заплав від води попереднього паводка; J – порядковий номер паводка в серії. В усьому іншому методика прогнозування загального розмиву залишається без змін.

Додаток Н

(довідковий)

Еквівалентні навантаження від поодинокого важкого навантаження

НК-80

Примітка. Еквівалентні навантаження, кН/м, обчислені за формулою: для колісного навантаження НК-80:

а) при 0    0,25 б) при 0,25    0,50 

)

* Клефіцієнт викривлення Ψ дорівнює відношенню площі лінії впливу яку роздивляємось до площі трикутної лінії впливу при однакових довжинах та найбільших ординатах.

Для проміжних значень Ψ слід визначати інтерполяцією.

Еквівалентні навантаження від навантаження АБ при різних положеннях вершин трикутних ліній впливу, кН/м (тс/м)

А. Поодинокий автомобіль

Б. Колона автомобілів, що стоять

В. Колона автомобілів, які рухаються

Примітка. Проміжні значення еквівалентних навантажень необхідно визначати за інтерполяцією.

Додаток П

(обов'язковий)

Методика визначення горизонтального (бічного) тиску ґрунту на берегові опори (фундаменти) від транспортних засобів залізниць і автомобільних доріг

1 У випадку розташування на призмі обвалення рухомого складу залізниць

Горизонтальний (бічний) тиск, кН (тс), слід визначати за формулами:

а) для одноколійних стоянів при симетричному (щодо осі стояна) навантаженні (рис. 1а)

F=F1 + F2 =2.7р nh1 + рnb(h- 1h1); (1) б) для багатоколійних стоянів при несиметричному (щодо осі стояна) навантаженні (рис. 1б)

F=F1 + F2 +F3 +F4 =1,35рnh1 + 0,5 рnb (h- 1h1) + 1,35р nh2 + 0,5 рnb1 (h- 2h2), (2)

Якщо h2= h, то приймається 2 = .

Плечі сил F1, F2, F3і F4 відраховувані від розглянутого перерізу (на кресленні – підошви фундаменту), слід визначати за формулами:

h

 h  де Z – тиск розподіленого на довжині шпал (2,70 м) тимчасового вертикального навантаження, кПа (тс/м2);

 – рівномірно розподілене навантаження, кН/м (тс/м), від рухомого складу на призмі обвалення (згідно з обов'язковим додатком Л);

h1, h2 – висоти, у межах яких площа тиску має перемінну ширину, м;

b – ширина одноколійного стояна або подвоєна найменша відстань від вертикальної осі навантаження до найближчої бічної грані стояна при несиметричному завантаженні, м;

b1 = 2,70 +h2 – подвоєна відстань від осі колії до точки перетину лінії поширення навантаження з бічною, віддаленої від колії гранню, м, але не більше подвоєної найбільшої відстані від осі колії до бічної грані стояна;

n – коефіцієнт нормативного горизонтального (бічного) тиску ґрунту засипки згідно з 2.6.

Примітка. Для багатоколійного стояна загальний тиск від тимчасового навантаження слід визначати як суму тисків, що вираховуються згідно з формулою (2) для кожної колії окремо при відповідних значеннях b, b1, h, h1, h2.

II У випадку розташування на призмі обвалення колісного навантаження

1 За відсутності перехідних плит від насипу на стоян тиск від транспортних засобів автомобільних доріг на призмі обвалення слід приймати розподіленим на площадках обпирання.

А. У випадку розташування стінки перпендикулярно до напрямку руху тиск від кожного ряду коліс або гусениць розподіляється на площадки обпирання розмірами с х b, де с – довжина дотикання вздовж осі моста коліс або гусениць розглядуваних навантажень до покриття проїзної частини (рис. 1в), яка приймається, м:

– для коліс візків навантаження АК – 0,2;

– для коліс автомобілів навантаження АБ – відповідно до табл. 10 2.13;

– для колісного навантаження НК – 3,8;

b – ширина, що дорівнює відстані між зовнішніми гранями коліс (для візків навантаження АК, автомобілів навантаження АБ, колісного навантаження НК).

У випадках, якщо зосереджений тиск розподіляється в сторони вздовж розраховуваної стінки, (наприклад, стояни з укісними крилами), його враховують з коефіцієнтом α, що залежить від відношення b/h (де h – висота стінки), згідно з табл. 2.

У стоянах зі зворотними стінками, які розташовані паралельно до осі моста, коефіцієнт  не враховується.

Рисунок 1– Схема завантаження для визначення горизонтального (бічного) тиску ґрунту на берегові опори (стояни):

а – при розташуванні на призмі обвалення рухомого складу залізниць для одноколійних стоянів при симетричному (щодо осі стояна) навантаженні;

б – те ж, для багатоколійних стоянів при несиметричному (щодо осі стояна);

в – при розташуванні на призмі обвалення автомобільного колісного і гусеничного навантажень і стінки, що є перпендикулярною до напрямку руху (С – довжина дотикання уздовж осі моста коліс з покриттям проїзної частини).

Величини коефіцієнтів , 1, 2, і , 1, 2 в залежності від відповідних висот h, h1, h2 слід приймати за табл. 1.

Б. У випадку розташування стінки паралельно до осі моста тиск від кожного ряду коліс уздовж моста розподіляється на площадки обпирання розмірами a x d, де а – довжина, приймана для навантажень, м:

АК-h + 1,5;

АБ – h + с, але не більше бази автомобіля;

НК – 3,8;

h, c – за підпунктом А;

d – ширина розглядуваного колеса.

В усіх випадках довжина а не має перевищувати довжини ділянки розраховуваної стінки.

2 За наявності перехідних плит (від насипу на стоян) обпирання на ґрунт (уздовж осі моста) слід враховувати на половині довжини плити з боку насипу, при цьому тиск необхідно приймати тільки від частини рухомого навантаження, розташованого на цій половині, і вважати його прикладеним посередині довжини обпирання.

Додаток Р (обов’язковий) Аеродинамічні коефіцієнти

Примітка. Для опор, що складаються по висоті з кількох ярусів і мають різні конструктивні форми, вітрове навантаження слід визначати для кожного ярусу окремо з урахуванням відповідного аеродинамічного коефіцієнта.

Додаток С

(ов'язковий)

Льодове навантаження

1 Нормативне навантаження від льоду на опори мостів слід визначати на основі вихідних даних за льодовою ситуацією в районі розташування споруди для періоду з найбільшими льодовими впливами, при цьому період натурних спостережень має бути не менше п'яти років.

Межі міцності льоду необхідно визначати за дослідними даними.

За відсутністю цих даних припускається приймати:

для I району країни:

а) границя міцності льоду на роздроблення (з урахуванням місцевого зминання) Rz1:

у початковій стадії льодоходу (при першому переміщенні) – 735 кПа (75тс/м2);

при найвищому рівні льодоходу – 441 кПа (45тс/м2);

б) границя міцності льоду на згин Rm1 – 70% відповідних значень міцності льоду на роздроблення (за підпунктом „а”);

для інших районів країни – за формулами:

Rzn=KnRz1; (1)

Rmn=0,7Rzn; (2) де n – порядковий номер району країни;

Кn – кліматичний коефіцієнт для України, що дорівнює 1,0.

Якщо льодохід починається після проходу по льоду весняних вод, на річках, що промерзають до дна, границю міцності льоду на роздроблення належить приймати за фактичними даними (з урахуванням послаблення льоду в наслідок того, що лід тане), але не менше, ніж величини прийняті для льодоходу при найвищому рівні.

2 Рівнодійну льодового навантаження необхідно прикладати в точці, що розташована нижче розрахункового рівня води на 0,3t, де t – розрахункова товщина льоду, м, яка дорівнює 0,8 максимальної за зимовий період товщини льоду із забезпеченістю 1 %.

3 Навантаження від крижаних полів, що рухаються, на опори мостів з вертикальною передньою гранню необхідно приймати за найменшим значенням з обумовлених за формулами:

при прорізанні опорою льоду

F1=1Rznbt, кН (тс); (3) при зупинці крижаного поля опорою де 1,2 – коефіцієнти форми, що визначаються згідно з табл. 1;

Rzn – опір льоду роздробленню для районів будівництва, кПа (тс/м2);

b – ширина опори на рівні дії льоду, м;

t – товщина льоду, м;

 – швидкість руху крижаного поля, м/с, визначувана за даними натурних спостережень, а при їх відсутності приймається такою, що дорівнює швидкості течії;

А – площа крижаного поля, м, що встановлюється за натурними спостереженнями в місці переходу або поблизу нього.

Коефіцієнт форми для опор з носовою частиною, що в плані має форму

За відсутності дослідних даних площу льодового поля припускається приймати А=1,75l2, де l - величина прогону, при ухилах ділянок водної поверхні і0,007 де Rmn-границя міцності льоду на згин у районі будівництва, кПа (тс/м2).

4 При русі крижаного поля під кутом   80° до осі моста навантаження від льоду на вертикальну грань опори необхідно зменшувати шляхом множення її на sin.

5 Тиск льоду на опору, що має в зоні дії льоду похилу поверхню, слід визначати:

а) його горизонтальну складову Fх, кН (тс), – за найменшою з величин, отриманих за формулою (3) даного додатка і за формулою

F=Rmnt2tg, (6) б) вертикальну складову Fz, кН (тс), – за формулою

F 



F ; (7) z tg де  – коефіцієнт, який приймається таким, що дорівнює 0,2 b/t, але не менше 1

 – кут нахилу до горизонту різального ребра опори;

Rmn, b, t – приймаються згідно з 1-3.

6 При складній льодовій ситуації в районі проектованого мостового переходу в необхідних випадках слід враховувати навантаження від:

– зупиненого при навалі на опору крижаного поля, коли крім бігу води відбувається вплив на поле вітру;

– тиску зажорних мас;

– примерзлого до опори (паль або пальових кущів) крижаного покриву при коливаннях рівня води;

– крижаного покриву при його температурному розширенні і наявності з одного боку опори підтримуваної майни. Зазначені навантаження необхідно визначати згідно з СНиП 2.06.04. 7 При розташуванні в одному створі вздовж течії ріки двох опор кругового або близького до нього обрису (рис. 1) тиск від прорізування льоду при його першому зрушенні на низову (другу) за течією ріки опору допускається приймати в розмірі ǽF1, де ǽ – коефіцієнт зменшення тиску на низову (другу) опору, що залежить від співвідношення а0/D (а0 – відстань між осями опор, D – діаметр опор);

F1 – тиск від прорізування льоду на верхову (першу) опору (п.3).

D D

F 1

F a0 напрям т ечії

Ринуснок 1 Значення коефіцієнту ǽ слід приймати за табл.2

Примітка. Проміжні значення визначаються за інтерполяцією

Додаток Т (обов’язковий) Втрати попереднього напруження арматури

 – сумарний кут повороту осі арматури, рад;

) * При осіданні конуса 1-2 см ) ** При жорсткості суміші 35-30 с.

Примітка 1. При визначенні сnі εsnкласи бетону мають відповідати передаточній міцності бетону Rbp (див. 3.31).

Примітка 2. Для бетону, підданого теплозволожувальній обробці, значення сn і εsn слід зменшити на 10%.

Примітка 3. Зазначені в таблиці 3 величини сn і εsn рекомендується уточнювати на підставі фактичних показників або нових вірогідних досліджень.

Додаток У

(обов'язковий)

Розрахунок жорстких ланок круглих залізобетонних труб

Жорсткі ланки круглих залізобетонних труб допускається розраховувати на згинальні моменти (без врахування нормальних і поперечних сил), розрахункові значення яких належить визначати за формулою де rd — середній радіус ланки, м;

М=r2 d р(1- ) , р – розрахунковий тиск на ланку, що дорівнює:

– для залізничних труб – 1,3(рp +рk);

– для автодорожніх труб –1,3 рp+1,2рk рp – нормативний вертикальний тиск ґрунту насипу, приймається згідно з 2.6;

рk – нормативний вертикальний тиск від тимчасового вертикального навантаження, приймається згідно з 2.23;

2 0 –

=tg (45 n/2),

Тут n – нормативний кут внутрішнього тертя ґрунту засипання;

 – коефіцієнт, прийнятий у залежності від умов обпирання ланки на фундамент або ґрунтову (профільовану) ущільнену подушку відповідно до таблиці 1.

Додаток Ф

(обов’язковий)

Визначення жорсткості перерізів залізобетонних елементів для розрахунку прогинів та кутів повороту з урахуванням повзучості бетону

1 Жорсткість перерізу

2 попередньо напруженого елементу (суцільного по довжині) при тривалому впливі зусилля

* попереднього напруження Bp або постійного навантаження Вq, прикладених у моменти часу ti рекомендується визначати за формулою:

де E I b red-жорсткість приведеного суцільного перерізу елемента;

k – коефіцієнт, що враховує вплив непружних деформацій бетону при короткочасній дії навантаження і дорівнює 0,85;

 * =clim,iEbi – приведена величина граничної характеристики повзучості бетону.

lim,i

При визначенні прогинів і кутів повороту від дії тимчасового навантаження або короткочасної дії постійного навантаження (у тому числі короткочасного вигину від зусиль попереднього напруження) у формулі (1) значення  * слід приймати рівним нулю, а жорсткість В* замінити на В.Величини lim,i рекомендується обчислювати за формулами

при визначенні жорсткості Вр, при визначенні жорсткості де Фtі – функція, що враховує вплив попереднього напруження (обтиснення) бетону при постійному навантаженні на граничну (при t) величину зміни попереднього напруження арматури (див. п. З).

3 Визначення компонентів для обчислення приведеної характеристики повзучості бетону

Фtі – функція, що враховує вплив попереднього напруження (обтиснення) бетону при постійному навантаженні на граничну (при t) величину зміни попереднього напруження арматури і визначається за формулою

– характеристика бетонної частини перерізу;

Аb, I – площа і момент інерції бетонної частини перерізу відносно осі, що проходить через центр b ваги перерізу;

у – відстань від центра ваги бетонної частини перерізу до центра ваги напружуваної арматури;

n1 – відношення модулів пружності арматури і бетону (розд. 3);

– коефіцієнт армування напружуваної арматурою (при площі поперечного перерізу Аs

0,2Ар належить приймати

R E b,ser b– розрахунковий опір бетону осьовому стиску (розд. 3) при розрахунку граничного стану другої групи і значення модуля пружності бетону, МПа, згідно з розд.3 (до початку даної стадії), що відповідає передатній міцності бетону Rbp;

–відносний рівень напруження в бетоні на початку даної стадії t;

ti=ctiEb – характеристика лінійної повзучості бетону, що проявилася протягом певної стадії (за час t);

cti – питома деформація повзучості бетону, що відповідає заданому періоду витримування при навантаженні, яку рекомендується визначати за формулами:

де t – час, відлічуваний з моменту прикладення навантаження до моменту перевірки, доба;

ат – параметр, що характеризує швидкість розвитку в часі деформації повзучості бетону і приймається згідно з табл. 1.

* Вологість приймається як середня відносна вологість повітря найбільш спекотного місяця згідно зі СНиП 2.01.01. Для масивних елементів (am20см) значення 4 приймається рівним 0,55. Для типових конструкцій припускається приймати 4 =1.

сlіm,i-граничні величини питомих деформацій повзучості бетону:

де сn – нормативне значення деформації повзучості бетону, приймане відповідно до обов'язкового додатку Т; i – коефіцієнти, наведено в табл. 2.

Додаток Х

(обов’язковий)

Коефіцієнти умов роботи канатів

1 Величину коефіцієнта умов роботи m1 слід приймати де D=2R;

R – радіус кривої, по якій відгинається на відхилювальному пристрої канат одинарного сукання з дроту діаметром d з тимчасовим опором 1470-1765 МПа (150-180 кгс/мм2); при цьому має дотримуватися умова  580 і m1  0,85;

m1 = 1 при відгині закритих несучих канатів на пристрої, що відхиляє по круговій кривій діаметром D, мм, і дотриманні умов:

ds, – діаметр каната, мм.

При дії на розтягнутий закритий несучий канат поперечного навантаження q через плоскі сталеві накладки коефіцієнт m1 необхідно приймати відповідно до таблиці 1.

2 Величину коефіцієнта умов роботи т1, при закріпленні канатів у кінцевих анкерах слід приймати:

 при заливанні кінця каната в конічній або циліндричній порожнині корпуса сплавом кольорових металів на довжині не менше 5 діаметрів каната т1= 0,95;

 при заливанні кінця каната в конічній порожнині корпуса епоксидним компаундом на довжині не менше 4 діаметрів каната – т1 = 1;

 при клинових анкерах, застосуванні алюмінієвих прокладок і заповненні порожнин епоксидним компаундом – т1 = 1;

 в анкері зі сплющуванням кінців круглих дротів, затисненням їх в анкерній плиті і заповненням порожнин епоксидним компаундом з наповнювачем зі сталевого дробу – т1 = 1.

Додаток Ц

(обов’язковий)

Коефіцієнти для розрахунку стійкості стержнів та балок

Коефіцієнти , с, b для розрахунку стійкості стержнів та балок із сталі марок 16Д згідно з ГОСТ 6713-75 та Ст3 згідно з ГОСТ

14637-89 та ГОСТ 535-88 при приведеному відносному ексцентриситеті ееf

Примітка: Для прокатних двотаврів з паралельними гранями полиць та зварних елементів двотаврового та Н-подібного перерізів коефіцієнти , с, b згідно з цим додатком застосовуються при власних залишкових напруженнях на крайках полиць не більше, ніж 49 МПа (500 кгс/см). Для елементів вказаного типу з власними залишковими напруженнями на крайках полиць більше ніж 49 МПа (500 кгс/см) при розрахунку стійкості в площині полиць приймаються величини коефіцієнтів , с, b, зазначені в дужках.

Коефіцієнти , с, b для розрахунку стійкості стержнів та балок із сталі 15ХСНД згідно з ГОСТ 6713-75, 345-10Г2СІД, 345-10Г2СІ,

325-09Г2СД, 325-09Г2С, 295-09Г2Д, 295-09Г2 та 325-14Г2 згідно з ГОСТ 19281-89 при приведеному відносному ексцентриситеті ееf

Примітка. Див. примітку до табл.1

Коефіцієнти , с, b для розрахунку стійкості стержнів та балок із сталі 10ХСНД згідно з ГОСТ 6713-75, 390-14Г2АФД, 390 –

152АФДпс згідно з ГОСТ 19281-89 при приведеному відносному ексцентриситеті ееf

Примітка. Див примітку до табл.1.

Коефіцієнти впливу форми перерізу 

Коефіцієнти впливу форми перерізу  при визначенні приведеного відносного ексцентриситету за формулою eef=erel слід приймати за дод. 6 СНиП ІІ-23-81, обчислюючи при цьому умовну гнучкість  за формулою

R, де R – коефіцієнт, що обчислюється за формулою:

R у Е

 

R  

Додаток Ю

(обов'язковий)

Розрахунок стійкості полиць та стінок елементів, підкріплених ребрами жорсткості

1 Прямокутні ділянки полиць і стінок (далі – пластинки), що розміщені між підкріплювальними по їх контуру ортогональними деталями (ребра жорсткості, полиця для стінки і стінка для полиці), слід розраховувати за стійкістю. При цьому розрахунковими розмірами і параметрами пластинки, що перевіряється, є:

а – довжина пластинки, що дорівнює відстані між осями поперечних ребер жорсткості;

h еf – розрахункова ширина пластинки, що дорівнює:

– за відсутності поздовжніх ребер жорсткості у прокатного або звареного елемента – відстані між осями поясів hw або осями стінок коробчатого перерізу bf;

– те ж, у складеного елемента з болтовими з'єднаннями – відстані між найближчими рисками поясних кутників;

– при наявності поздовжніх ребер жорсткості в зварному або прокатному елементі – відстані від осі пояса (стінки) до осі крайнього поздовжнього ребра жорсткості h1 та hn або відстані між осями сусідніх поздовжніх ребер жорсткості hi (і = 2; 3; 4; 5...);

– те ж, у складеного елемента з болтовими з'єднаннями – відстані від осі крайнього ребра жорсткості до найближчої риски поясного кутника h1 та hn або відстані між осями сусідніх поздовжніх ребер жорсткості hi (і = 2; 3; 4; 5...);

t – товщина пластинки, що перевіряється;

t1, b1 – товщина і розрахункова ширина листа, ортогонального до пластинки, що перевіряється; у розрахункову ширину цього листа в двотавровому перерізі слід включати (у кожну сторону від пластинки, що перевіряється) ділянку листа шириною 1t, але не більше ширини звису, а в коробчатому перерізі – ділянку шириною 1/2 2 t, але не більше половини відстані між стінками коробки (тут коефіцієнти 1 і 2 слід визначати згідно з 4.53);



У випадку, якщо пластинка, що перевіряється, примикає до пакету з двох або більше листів, за t1 та b1 приймаються товщина та розрахункова ширина першого листа пакету, який безпосередньо примикає до вказаної пластинки.

2 Розрахунок стійкості пластинок належить виконувати з урахуванням усіх компонентів напруженого стану – х, у, ху.

Напруги х, у, ху належить обчислювати в припущенні пружної роботи матеріалу за перерізом брутто без врахування коефіцієнтів поздовжнього згину.

Максимальне х і мінімальне х поздовжні нормальні напруження (додатні при стиску) по подовжніх границях пластинки належить визначати за формулами:

N M N M m m

   y;    y (1) x max x min

A I A I x ymax, ymin-максимальна і мінімальна відстані від нейтральної осі до поздовжньої границі пластинки (з урахуванням знака);

Мт – середнє значення згинального моменту в межах відсіку при   1; якщо довжина відсіку більше його розрахункової ширини, то Мт слід обчислювати для більш напруженої ділянки довжиною, рівною ширині відсіку; якщо в межах відсіку момент змінює знак, то Мт необхідно обчислювати на ділянці з моментом одного знака.

Середнє дотичне напруження ху слід визначати:

при відсутності поздовжніх ребер жорсткості – за формулою

За їх наявністю – за формулою

У формулах (3) і (4):

. Qm – середнє значення поперечної сили в межах відсіку, визначається так само, як Мm;

1, 2 – значення дотичних напружень на поздовжніх границях пластинки, визначаються за формулою (3) при заміні Sтах відповідними величинами S.

Поперечне нормальне напруження у (додатнє при стиску), що діє на зовнішню крайку крайньої пластинки, необхідно визначати від рухомого навантаження за формулою

Ре Р – розподілений тиск на зовнішню крайку крайньої пластинки, що визначається за обов'язковим додатком Л;

від зосередженого тиску сили F – за формулою де lef – умовна довжина розподілу навантаження.

Умовну довжину розподілу навантаження lef необхідно визначати:

при передачі навантаження безпосередньо через пояс балки або через рейку і пояс – за формулою

, де с – коефіцієнт, приймається для зварних і прокатних елементів, таким що дорівнює 3,25; для елементів із з'єднанням на високоміцних болтах – 3,75; на звичайних болтах – 4,5;

I – момент інерції поясу балки або сума моментів інерції пояса та рейки;

при передачі навантаження від котку через рейку, дерев'яний лежень і пояс балки умовну довжину lef слід приймати рівною 2h (де h – відстань від поверхні рейки до крайки пластинки), але не більше відстані між сусідніми котками.

Поперечні нормальні напруження у на границі другої і наступної пластинок слід визначати, як правило, за теорією пружності.

Припускається їх визначати:

при навантаженні, розподіленому по всій довжині пластинки, – за формулою

У формулах (8) і (9) де h – частина висоти стінки, яка дорівнює відстані від осі навантаженого пояса в зварних і прокатних балках або від найближчої риски поясного кутника в балках з болтовими з'єднаннями до границі пластинки, що перевіряється;

hw – повна висота стінки.

3 Критичні напруження х,cr, y,cr, xy,cr, х,cr,ef, у,cr,ef, xy,cr,ef слід визначати в припущенні дії тільки одного з розглядуваних напружень х, у або ху. Приведені критичні напруження х,cr,ef, у,cr,ef, xy,cr,ef в загальному випадку вираховують у припущенні необмеженої пружності матеріалу на основі теорії стійкості першого роду (біфуркація форм рівноваги) для пластинчастих систем.

Значення наведених в табл. 2, 4–13 параметрів для визначення критичних напружень у пластинках припускається знаходити за лінійною інтерполяцією.

4 Розрахунок стійкості стінки суцільних згинаних елементів, що мають тільки поперечні ребра жорсткості, необхідно виконувати за формулою де х,cr, y,cr – критичні нормальні напруження, відповідно поздовжнє і поперечне;

xy,cr – критичне дотичне напруження;

1- коефіцієнт, прийманий згідно з табл. 2;



Критичні напруження х,cr, y,cr, xy,cr слід визначати згідно з формулами табл. 3 в залежності від приведених критичних напружень х,cr,ef, у,cr,ef, xy,cr,ef, що вираховуються згідно з 4.1–4.3 цього додатка. При цьому xy,cr визначається за формулами для х,cr з підстановкою в них співвідношень

4.1Приведене критичне поздовжнє нормальне напруження для пластинок стінки згинаного елемента слід вираховувати за формулою е  – коефіцієнт пружного затиснення стінки, який приймається для елементів з болтовими з’єднаннями таким, що дорівнює 1,4, для зварних елементів – відповідно до табл. 4;

ε – коефіцієнт, що приймається за таблицею 5.

Величини коефіцієнта  при 

4.2Приведене критичне поперечне нормальне напруження y,cr,ef для пластинок стінки згинаного елемента слід визначати за формулою

 де  – коефіцієнт, він приймається таким, що дорівнює 1 при навантаженні, розподіленому по всій довжині пластинки, і за табл. 6 – при зосередженому навантаженні;

 – коефіцієнт пружного затиснення стінки, який приймається відповідно до табл. 7;

z – коефіцієнт, що приймається відповідно до табл.8

Величина коефіцієнта  при 

4.3Приведене критичне дотичне напруження xy,cr,ef для пластинок стінок згинаного елемента слід визначати за формулою

60  100t

  де d – менша сторона відсіку (a або hef);

1 – коефіцієнт, який приймається таким, що дорівнює  при a>hef та 1/ при a<hef;

 – коефіцієнт пружного затиснення стінки, що приймається рівним одиниці для елементів з болтовими з’єднаннями та згідно з табл. 9 – для зварних елементів.

Величина коефіцієнта  при 

5 Розрахунок стійкості пластинок стінки суцільних згинаних елементів, що мають поперечні ребра й одне поздовжнє ребро в стиснутій зоні, слід виконувати: першої пластинки – між стиснутим поясом і поздовжнім ребром – за формулою



 де 1 – коефіцієнт, прийманий відповідно до табл. 2;

x, y, xy – напруження, визначувані згідно з 2;

x,cr, y,cr, xy,cr – критичні напруження, що визначаються згідно з 4;

другої пластинки – між розтягнутим поясом і поздовжнім ребром – згідно з формулою (10), при цьому 2=1.

5.1Приведене критичне поздовжнє нормальне напруження σx,cr,ef слід приймати згідно з формулою (11), при цьому коефіцієнт пружного затиснення  слід приймати:

першої пластинки: елементів з болтовими з'єднаннями – =1,3; таких же і зварних елементів при об'єднанні з залізобетонною плитою =1,35; інших зварних елементів – відповідно до табл. 10;

другої пластинки – =1.

5.2Приведене критичне поперечне нормальне напруження y,cr,ef в першій пластинці слід визначати за формулою a де і – коефіцієнт, він приймається таким, що дорівнює 1,0 при   h  0,7 та 2,0 при 0,7>>0,4;

 – коефіцієнт пружного затиснення, що приймається відповідно до табл. 11 для елементів, об’єднаних з залізобетонною плитою, та для балок з болтовими з’єднаннями, відповідно до табл. 12 – для зварних балок.

Величина коефіцієнта  при 

Приведене критичне поперечне нормальне напруження у,cr,ef при впливі зосередженого навантаження, якщо чинні напруги визначаються за формулою (6), слід обчислювати згідно з формулою (15) із множенням на коефіцієнт 1,55; якщо при цьому а > 2h1 + 2lеf, то слід приймати

Приведене критичне поперечне нормальне напруження у,cr,ef у другій пластинці слід визначати згідно з формулою (12), при цьому слід приймати: = 1; z – відповідно до табл. 8;  – відповідно до табл. 6 при р= 0,35.

5.3Приведене критичне дотичне напруження ху,cr,еf слід визначати згідно з формулою (13), при цьому для першої пластинки замість коефіцієнта затиснення  має бути прийнятий коефіцієнт для другої пластинки – =1.

6 Розрахунок стійкості пластинок стінки суцільних елементів, що згинаються і які мають поперечні ребра і декілька поздовжніх ребер жорсткості, слід виконувати:

першої пластинки – між поясом і найближчим ребром – згідно з формулою (14) і згідно з формулами (11), (15) і (13) для х,cr,ef, у,cr,ef, ху,cr,еf відповідно;

для наступних стиснутих пластинок – згідно з формулами для першої пластинки, приймаючи коефіцієнт защемлення = 1;

для стиснено-розтягнутої пластини – згідно з формулою (10), приймаючи 1= 1, і згідно з формулами (11), (15) і (13) для х,cr,ef, у,cr,ef, ху,cr,еf як для другої пластинки згідно з 5;

Розрахунок стійкості пластинки розтягнутої зони стінки слід виконувати за формулою е у,cr,, ху,cr, – критичні поперечне нормальне і дотичне напруження, визначувані за у,cr,ef,, ху,cr,еf відповідно до вказівок п. 4, при цьому приведене критичне поперечне нормальне напруження у,cr,ef необхідно визначати за формулою коефіцієнт, що приймається відповідно до табл. 13.

   Приведене критичне дотичне напруження xy,cr,еf, слід визначати: для пластинки, пов'язаною з розтягнутим поясом, – за формулою Для проміжної розтягнутої пластини – за формулою

 1 – коефіцієнт, приймається таким, що дорівнює  при а> hеf і 1/ при а <hеf.

Примітка: a і hef слід визначати відповідно до табл. 1

7 Розрахунок стійкості пластинок стінки суцільних елементів, згинаних (балки жорсткості прогонової будови розпірної системи або арки пілона) при стиснені перерізу по всій висоті слід виконувати за формулою де х – максимальне поздовжнє нормальне напруження на границі пластинки від поздовжньої сили N і згинального моменту Мт, прийманого відповідно до п.2.

1 – коефіцієнт, що визначається відповідно до табл. 2;

у, ху – поперечне нормальне і середнє дотичне напруження, що вираховуються згідно з п.2;

х,cr,, у,cr,,ху,cr – критичні напруження, що визначаються за х,cr,еf, у,cr,еf, ху,cr,еf відповідно до вказівок 4.

При дії на частині висоти перерізу розтягувальних напружень розрахунок слід виконувати як для стінки суцільних згинаних елементів (див. 4-6).

Додаток Я

(обов’язковий)

Коефіцієнти для розрахунку на витривалість

Ефективні коефіцієнти концентрації напружень β для розрахунку сталевих конструкцій мостів на витривалість

Примітка 1. mf – коефіцієнт, що враховує вплив зсувів по контактах з’єднуваних елементів та приймається за табл.3 в залежності від числа поперечних рядів болтів n у з’єднанні.

Примітка 2. Параметр n визначають:

– числом поперечних рядів болтів в прикріпленні даного елемента до фасонки або стикової накладки, якщо цей елемент обривається в даному вузлі згідно з табл.1 (п.3, г,д,е);

– загальним числом поперечних рядів болтів в прикріпленні фасонки до неперервного елементу (3,в).

Рисунок 6 – Розташування розрахункового перерізу, що перевіряється на витривалість А-А за основним металом в перерізі брутто за першим рядом високоміцних болтів в прикріпленням до вузла або в стику одностінчатих елементів з однобічними накладками

Ефективні коефіцієнти концентрації напружень  для розрахунку на витривалість сталевих s канатів висячих, вантових та попередньо напружених сталевих прогонових будов

Позначення:

N-зусилля в канаті, МН (тс) r – радіус, м (см), кривої згину канатів у відхилювальному приладі.

Додаток D

(інформаційний)

Оцінка витривалості сталевих конструкцій

1 Основа

1.1Методика розрахунків витривалості, що надається в цьому додатку, може бути застосовувана у всіх випадках одночасно з розрахунками згідно з ДБН В.2.3-14 (4.55.), із застосуванням ефективних коефіцієнтів концентрації напружень , які наведено в обов’язковому додатку Я. В разі отримання розходження у розрахунках кінцевий результат слід приймати за методикою, що дає більш достовірний результат.

1.2Запропонована у цьому додатку методика має бути застосована у всіх випадках, для елементів, вузлів та з’єднань, які не охоплені додатком Я ДБН В.2.3-14.

1.3Методику побудовано на основі мостових норм США та проекту європейських норм. 2 Навантаження

2.1Оцінка витривалості побудовано на тому принципі, що тільки важкі транспортні засоби викликають небезпечний для конструкції амплітуду напружень, яка призводить до появи тріщин втомленості. Напруження від постійних навантажень не враховуються. При підрахунках оцінюється вплив лише одного транспортного засобу (тандема АК) незалежно від кількості смуг руху на мосту. Одночасне завантаження двох або більше смуг руху не розглядається.

2.2Тандем з тиском на вісь P =15 тс має планові відбитки коліс 20х60 см.

n

1.5

0.6

План

Рисунок 1 – Схема навантаження для розрахунків витривалості

Розрахунковий тиск на вісь P f має бути прийнятий за формулою

P  P    1   (1) f n s f де

Рn – нормативний тиск на вісь;

 – коефіцієнт ймовірності безпосереднього впливу колеса, рівний:

s

– 0,5 – для розрахунку елементів, які зазнають безпосередній вплив коліс тандему (елементи ортотропних плит і т.п.);

– 1,0 – для інших елементів та деформаційних швів.

 – коефіцієнт надійності за навантаженням; приймається рівним 1,0, якщо не обумовлено інше;

f

= динамічний коефіцієнт, рівний:

1  

– 1,0 – для загальних розрахунків;

– 1,15 – для розрахунків елементів проїзної частини;

– 2,0 – для розрахунків деформаційних швів.

–

3 Підрахунок кількості циклів навантажень

3.1Кількість циклів розмаху змінних напружень визначається на основі підрахунку числа проходів тандема по мосту на протязі проектного терміну служби.

3.2Загальне число циклів N від проходів тандема в одному напряму по мосту на протязі проектного терміну служби підраховується за формулою (2) n – кількість днів у році,

D n – проектний термін служби моста в роках;

Y n-кількість циклів від одного проходу візка;

C n – середня денна кількість візків, що проходять в одному напряму по одній смузі моста

T

Проектний термін служби моста n або його елементу має бути визначений у технічному завданні,

Y якщо ці значення не вказані в ДБН В.2.3-14.

3.3Кількість циклів від одного проходу візка n має прийматися у відповідності з таблицею 1:

C

3.4Середня денна кількість візків, що проходять в одному напрям по одній смузі мосту n

T вираховується за формулою n  n  k k, (3)

T TB 1 2 де n-середня денна кількість візків, що проходить в одному напряму по мосту. Дорівнює

TB фізичному ліміту кількості авт, що можуть пройти по одній смузі у день, тобто 20000 штук.

k-враховує склад важких авто у загальному транспортному потоці. Якщо нема статистичних даних і не передбачене інше, коефіцієнт слід приймати рівним:



– 0,20 - для міських та заміських мостів на магістралях 20%

– 0,15 - для мостів на інших дорогах  15%

– 0,10 - для інших міських мостів  10%

1) k-коефіцієнт, який враховує кількість смуг в одному напрямку:

– 1,0 - при одній смузі

– 0,85 - при 2 смугах

– 0,80 - при 3 і більше смугах 1) Підрахунки проводяться тільки для однієї смуги, а не для всіх смуг в одному напрямі. Це прийнято тому, що важкий транспорт, як правило, рухається в одній правій смузі. Крім того, при збільшенні ширини моста, вірогідність впливу важкої машини зменшується.

Приклад:

Встановити кількість циклів для оцінки витривалості вузла приєднання ванта Московського моста через Дніпро в Києві, за термін 75 років. Міст має три смуги руху в одному напрямку.

Для умов Києва за даними транспортного відділу АО «КИЇВПРОЕКТ» за 1998 рік наближена кількість вантажівок та автобусів, що проходять за добу в одному напрямі по Московському мосту через Дніпро, становить близько 3000 авт.

Вантажівок з тиском на вісь 10 т, 300 штук

Автобусів з тиском на вісь 10 т 350 штук

Всього, з тиском на вісь 10 т 650 штук k

Виходячи з наведеного, при трьох смугах руху в одному напрямі2 =0,8; кількості циклів n

C за один прохід =1; коефіцієнт к1 становить: к1 =650/20000 =0,0325, а кількість розрахункових циклів:

N = 365751200000.80,0325 = 14235000 циклів.

Розрахункова кількість циклів проїзду важких машин за 75 років становитиме приблизно 15 млн. 4 Оцінка витривалості

4.1Оцінка витривалості виконується за формулою (4):

де

-  розрахунковий розмах чинних напружень від навантаження згідно з 2.2;



R,n-поріг витривалості в залежності від кількості циклів навантаження і конструкції, що

 перевіряється;

-  - поріг витривалості при 2 млн. циклів в МПа – табличні значення, названі категоріями;

C

 fM-коефіцієнт надійності оцінки порога витривалості:

 = 0,85 – для елементів, руйнація яких не призведе до руйнації мосту;

fM

 = 1,0 – для ключових елементів.

fM

4.2Розмах напружень незалежно від їх знаку і марки сталі, дозволеної для мостів, вираховується як різниця між найбільшими та найменшими значеннями напружень, знайденими при лінійному аналізі (п.2.1)

    . (5) max min



4.3Поріг витривалості R,n вираховують, базуючись на табличних значеннях порогів витривалості  для порогів 2 млн. циклів для різних конструкцій.

C



4.3.1При числі циклів менше 5 млн. відповідний поріг витривалості R,n обчислюється за формулою

4.3.2Поріг витривалості при 5 млн. циклів   обислюється за формулою

R,5

4.3.3При числі циклів більше 5 млн.відповідни поріг витивалості обчислюється за формулою:

5 Категорії деталей



C

5.1Значення порогів витривалості (в МПа) названо категоріями.

5.2Категорії в залежності від виду деталей надаються у нижче перерахованих таблицях.

Таблиця 1. Деталі без зварювання 3 сторінки

Таблиця 2. Складні зварні перерізи 2 сторінки

Таблиця 3. Поперечні стикові шви 2 сторінки

Таблиця 4. Зварні кріплення елементів з навантаженими швами 2 сторінки

Таблиця 5. Зварні кріплення навантажених елементів 4 сторінки

Таблиця 6. Перерізи з пустотами 2 сторінки

Таблиця 7. Стики решітчастих балок 2 сторінки

Таблиця 8. Ортотропні плити для залізничних мостів (закриті ребра) 2 сторінки

Таблиця 9. Ортотропні плити для залізничних мостів (відкриті ребра) 1 сторінка

Наведені таблиці складено на основі таблиць Еврокодів. Крім цих таблиць ще надається Таблиця 10, що побудована на основі норм США, що доповнює подані таблиці і стосується витривалості ортотропних плит для автодорожніх мостів.

Таблиця 10. Ортотропні плити для автодорожніх мостів 3 сторінки

6 Спрощена процедура оцінки витривалості

6.2Для швидкої оцінки витривалості слід скористатися з графіком (рис.2). Цей графік побудований на основі формул (6)-(8). Він має логарифмічні шкали напружень і кількості циклів. Після визначення категорії деталі за таблицями витривалості і знаючи кількість циклів навантаження, користуючись графіком, можна визначити поріг витривалості для деталі.

6.3Наприклад, клас деталі 71, а число циклів навантаження – 50 млн; потрібно визначити поріг витривалості при 50 млн. циклів. Підіймаємося по ординаті 50 млн. до перетину з лінією категорії 71. Далі знаходимо значення порогу витривалості по осі напружень – 33 МПа.

5 6 7 8 9 10 10 10 10 10

Лог арифмічна шкала кількост і циклів, шт ук

Ni

Рисунок 2 – Графік залежності напружень від числа циклів

Додаток F

(обов’язковий)

Розрахунок міцності та стійкості ортотропної плити проїзної частини

1 Метод розрахунку ортотропної плити має враховувати спільну роботу листа настилу, ребер, що підкріплюють його, і головних балок.

2 Ортотропну плиту допускається умовно розділяти на окремі системи – поздовжні та поперечні ребра з відповідними ділянками листа настилу (див. рис.).

Рисунок – Коробчаста прогонова будова а – поздовжній розріз; б – план; в – поперечний розріз; г – ребро нижньої плити;

1, 2, 3,...і – номер поперечного ребра верхньої плити

Зусилля в ортотропній плиті при роботі на згин між головними балками

3 Згинальні моменти в поздовжніх ребрах ортотропної плити слід визначати за формулою

M  M  M, (1) sl 1 де M – згинальний момент в окремому поздовжньому ребрі повного перерізу, що включає прилеглі ділянки листа настилу загальною шириною, рівною відстані a між поздовжніми ребрами (див. рис. в), розглянутому як нерозрізна балка на жорстких опорах; момент визначається від навантаження, розташованого безпосередньо над цим ребром; M – згинальний момент в опорному перерізі поздовжнього ребра при згині ортотропної плити між головними балками, що визначається при завантаженні поверхні впливу навантаженням, що прикладається у вузлах перетинання поздовжніх і поперечних ребер. Навантаження, передане з поздовжніх ребер на вузли перетинання з поперечними ребрами, слід визначати за допомогою лінії впливу опорної реакції нерозрізної багатопрогонової балки на жорстких опорах. У межах крайніх третин ширини ортотропної плити автопроїзду та в ортотропній плиті одноколійних залізничних прогонових будов з їздою поверху слід приймати M  0. Ординати поверхні впливу для обчислення згинального моменту M в опорному перерізі поздовжнього ребра над „середнім" поперечним ребром 1 (див. рис. а) слід визначати за формулою де M – прийняті відповідно до табл. 1 (із множенням на l) ординати лінії впливу згинального

1i моменту в опорному перерізі поздовжнього ребра над „середнім" поперечним ребром 1 при розташуванні навантаження над поперечним ребром і;

l – прогон поздовжнього ребра (див. рис. б);

L – прогон поперечного ребра (див. рис. в);

u – координата положення навантаження, що відраховується від початку поперечного ребра.

В табл. 1 зазначено:

z – параметр, який характеризує згинальну жорсткість ортотропної плити та який визначається за формулою

I де sls– момент інерції повного перерізу поздовжнього ребра відносно горизонтальної осі y (див. рис. в);

a – відстань між поздовжніми ребрами;

I – момент інерції повного перерізу поздовжнього ребра – із суміжною ділянкою настила шириною s

0,2 L, але не більше l – відносно горизонтальної осі x (див. рис. в).

Примітка. В табл. 1 прийнято таку нумерацію поперечних ребер і: ребра 2–6 розташовані на відстані l одно від одного в кожну сторону від „середнього" поперечного ребра 1 (див.рис. а).

4 В залізничних прогонових будовах лист настилу ортотропної плити проїзної частини треба розраховувати на згин, при цьому прогин листа настилу не перевіряється.

При влаштуванні колії на баласті найбільші значення згинальних моментів у листі настилу над поздовжніми ребрами слід визначати за формулами

- - у зоні під рейкою

– у зоні по осі прогонової будови де v – навантаження на одиницю довжини, прийняте згідно з 2 обов'язкового додатку Л.

Розрахунок елементів ортотропної плити за міцністю

5 Для перевірки міцності елементів ортотропної плити необхідно отримати в результаті розрахунку у припущенні пружних деформацій сталі у перетинах I, II, III і точках A, B, C, A, B, D, зазначених на

1 1 1 рисунку, нормальні напруження в листі настилу, поздовжніх і поперечних ребрах, а також дотичні напруження в листі настилу від згину ортотропної плити між головними балками спільної роботи її з головними балками прогонової будови , і .

xc yc xyc

6 Перевірку міцності розтягнутого при згині ортотропної плити крайнього нижнього волокна поздовжнього ребра треба виконувати в зоні від’ємних моментів нерозрізних головних балок у перерізі 1-1 посередині прогону l середнього поздовжнього ребра (див. рис. а – точка А) за формулами

  m    R m; (5) xc 1 1 xp y

    m R m, (6) xc xp 2 yn де R, R – розрахунковий і нормативний опори металу поздовжнього ребра;

y yn m – коефіцієнт умов роботи, приймається відповідно до табл. 4.12; m, m – коефіцієнти умов

1 2 роботи; для автодорожніх і міських мостів, а також для автодорожнього проїзду суміщених мостів їх треба приймати відповідно до табл. 2; для залізничних і пішохідних мостів, а також для залізничного проїзду суміщених мостів m1=1/ ; при цьому перевірка згідно з формулою (6) не виконується;

 – коефіцієнт впливу власних залишкових напруг, прийнятий  = 0,9 – для крайнього нижнього

1 1 волокна поздовжнього ребра, виконаного зі смуги, прокатного кутника або прокатного тавра, і

  1.1 – для поздовжнього ребра у вигляді зварного тавра;

ψ,  – коефіцієнти, які визначаються згідно з 4.26 і 4.24.

Примітка. Коефіцієнти m і m для проміжних значень  / треба визначати лінійною інтерполяцією.

1 2 xc xp

7.Перевірку міцності стиснутого при місцевому згині ортотропної плити крайнього нижнього волокна поздовжнього ребра необхідно виконувати в зоні додатних моментів нерозрізних головних балок в опорному перерізі ІІ-ІІ середнього поздовжнього ребра (див. креслення а – точка В) за формулою ψσxc+2  σxp/≤Rym, (7) де ψ,  – коефіцієнти, визначувані згідно з 4.26 і 4.24;

 – коефіцієнт впливу власних залишкових напружень, приймається   1,1- для крайнього

2 2 нижнього волокна ребра, виконаного зі смуги, прокатного кутника або прокатного тавра, і   0,9 – для ребра у вигляді зварного тавра;

m – коефіцієнт умов роботи, приймається відповідно до табл. 4.12.

8.Перевірку міцності крайнього нижнього волокна поперечної балки треба виконувати в перерізі III-

III посередині її прогону (див. креслення в – точка З) за формулоюσур/ ≤Rym, (8) де æ – коефіцієнт, визначуваний за формулами (4.6) і (4.7);

m – коефіцієнт умов роботи, прийманий відповідно до табл. 4.12.

9.Розрахунок міцності листа настилу належить виконувати в точках A, B, D (див. рис. б) за

1 1 1 формулами:

  R m, (10) xy s де     m ;     m  x xc 4 xp y yc 4 yp

    ;

xy xyc xyp

  R m, xy s m – коефіцієнт умов роботи, прийнятий відповідно до табл. 4.12;

m – коефіцієнт, рівний 1,15 при   0 і 1,10 при   0;

3 y y m – коефіцієнт умов роботи, приймається рівним 1,05 при перевірці міцності листа настилу в точці А1 ортотропної плити автодорожніх і міських мостів і 1,0 – у всіх інших випадках.

При виконанні цієї перевірки допускається приймати за розрахункові завантаження, при яких

 досягає максимальної величини одне з діючих у даній точці ортотропної плити напружень, або xy x y .

Розрахунок стійкості елементів ортотропної плити

10 Місцева стійкість листа настилу між поздовжніми ребрами, поздовжніх смугових ребер, звисів поясів таврових поздовжніх і поперечних ребер повинна бути забезпечена згідно з 4.43 і 4.45, а стінки таврових ребер – відповідно до обов'язкового додатка Ю. При цьому слід вибирати найбільш невигідну комбінацію напружень від згину ортотропної плити між головними балками і спільної її роботи з головними балками прогонової будови.

11 Загальна стійкість листа настилу, підкріпленого поздовжніми ребрами, повинна бути забезпечена поперечними ребрами.

Момент інерції поперечних ребер I (див. 3) стиснутої (стиснуто-зігнутої) ортотропної плити слід s визначати за формулою де α – коефіцієнт, який визначається відповідно до табл. 4.12;

k – число поздовжніх ребер нижньої ортотропної плити;

 – коефіцієнт, приймається рівним: 0,055 при k = 1; 0,15 при k = 2; 0,20 при k  3;

L – відстань між стінками головних балок або між центрами вузлів геометрично незмінюваних поперечних в'язей;

I sl-момент інерції повного перерізу поздовжнього ребра (див. 3);

σxc – чинні напруження у листі настилу від спільної роботи ортотропної плити з головними балками прогонової будови, що визначається в припущені пружних деформацій сталі;

σx,cr,ef – напруження, визначаються відповідно до табл. 3 з додатка Ю, за значенням σx,cr= σxc.

Припускається також визначати σx,cr,ef за формулою

Примітка. Коефіцієнт ω визначається за формулою ω=σxc/φoRy, де φо слід знаходити відповідно до табл.3 п. 12 при lef = l.

Для стиснутої ортотропної плити, яка не сприймає місцеві навантаження, у формулі (11) коефіцієнт α слід приймати рівним 2,025, що забезпечує рівність розрахункової довжини lef поздовжніх ребер відстані між поперечними ребрами l.

12 Розрахунок загальної стійкості ортотропної плити в цілому (стиснутої в зоні нижнього пояса і стиснуто-зігнутої у зоні верхнього пояса коробчатих головних балок – при дотриманні умови (11) слід виконувати за формулою    R m, (12) xc 0 y де m – див 11;

 – коефіцієнт поздовжнього згину, приймається відповідно до табл. 3 в залежності від гнучкості

;

Гнучкість  слід визначати за формулою де lef – розрахункова (вільна) довжина поздовжніх ребер, яка визначається з виразу

Is, Isl та l – див. 3;

a – відстань між поздовжніми ребрами;

t – товщина листа настилу;

h

 – коефіцієнт, дорівнює 1,0 для ортотропної плити нижнього пояса і призначається відповідно до табл. 4 для плити верхнього пояса коробчатих головних балок;

A – площа повного перерізу поздовжнього ребра;

Стиснуто-зігнуту ортотропну плиту залізничних мостів на загальну стійкість треба перевіряти згідно

  1,0 з формулою (4.28), приймаючи гнучкість за формулою (13) при.

У табл. 4 позначено:

f – прогин поздовжнього ребра між поперечними ребрами;

і – радіус інерції повного перерізу поздовжнього ребра.

13 Таврові поздовжні ребра (див. рис. в, г) стиснутої ортотропної плити нижнього пояса коробчатих головних балок при згинально-крутній формі втрати стійкості слід розраховувати згідно з формулою (12), приймаючи коефіцієнт поздовжнього згину  в залежності від гнучкості .

0 1

Гнучкість  слід визначати за формулою

2 w де I  I  I  A(h e);

p y z l – див. п.3;

h – висота стінки ребра товщиною t (див. рис. г);e – відстань від центра тяжіння полички w w шириною b товщиною t до центра тяжіння таврового поздовжнього ребра (див. рис. г);

f f

Iy, Iz – відповідно момент інерції перерізу таврового поздовжнього ребра відносно горизонтальної осі y та вертикальної осі z; Для забезпечення місцевої стійкості елементів таврового перерізу поздовжнього ребра товщини полички і стінки мають задовольняти вимоги 4.43:

– при b  0,3h поздовжнє ребро повного перерізу слід вважати двотавром, при bf=0 – тавром;

f w

– при 0  b  0,3h вимоги до товщини стінки визначаються за лінійною інтерполяцією f w міжнормами для двотавра і тавра (b  0).

f

Додаток G

(обов’язковий)

Враховування повзучості, віброповзучості бетону та обтиснення поперечних швів у сталезалізобетонних конструкціях

1 При врахуванні повзучості бетону в статично визначених конструкціях необхідно визначити врівноважені в межах поперечного перерізу (далі – внутрішні) напруження і відповідні деформації.

Для конструкції, що складається зі сталевої балки із суцільною стінкою та об'єднаної з нею в рівні проїзду залізобетонної плити (див. рисунок), внутрішні напруження від повзучості бетону в загальному випадку слід визначати за такими формулами:

– на рівні центра тяжіння бетонної частини перерізу (розтягання)

– у крайній фібрі нижнього пояса сталевої балки (розтягання або стиск)

– у крайній фібрі верхнього пояса сталевої балки (стиск)

- у стержнях крайнього ряду ненапружуваної арматури плити при (стиск)

b

– втрати попереднього напруження напружуваної арматури (стиск)

- у крайній фібрі бетону (розтягання)

Відносні деформації від повзучості бетону слід обчислювати за такими формулами:

– відносні деформації, що відповідають напруженням у сталевій частині перерізу

– відносні деформації, що відповідають напруженням у бетонній частині перерізу

Уформулах (1) – (8):

, , v-параметри, зв'язаніз піддатливостю бетонної і сталевої частин перерізу й визначається з виразів

  v;

k r   E c гранична характеристика повзучості бетону;

f b n

 – приймається за табл. 8.

f c – нормативна деформація повзучості бетону, яка визначається згідно з 3.15 і обов'язковим n додатком Т, при уточненні – з урахуванням вказівок обов'язкового додатка Ф;

, – початкове напруження стиску відповідно на рівні центра тяжіння перерізу й у крайній b1 bf,1 фібрі бетону від постійних навантажень і впливів

;sbf,k r– напруження в рівні крайньої фібри бетону, визначене з виразу

A, I,W,W W st st s1,st s 2,st rf,st-відповідно площа, момент інерції, моменти опору нижнього і верхнього поясів балки і крайнього ряду арматури брутто сталевої частини перерізу, включаючи арматуру;

– коефіцієнт приведення згідно з 5.16.

Інші позначення відповідають 5.5, 5.19 і рисунку.

2 Повзучість бетону допускається враховувати введенням у розрахунок умовного модуля пружності етону E, якщо в статично визначеній конструкції всі постійні навантаження, що викликають ef,kr напруження в бетоні, прикладаються в одній стадії і при одній і тій же схемі роботи. Модуль E треба ef,kr визначати за формулою де v, – див. п. 1.

kr Епюри відносних деформацій і внутрішніх напружень від повзучості бетону

Внутрішні напруження від повзучості бетону для і-ої фібри перерізу слід обчислювати за формулою де , – напруження від постійних навантажень, отримані при модулі пружності бетону і,ef і

E і E.

відповідно ef,kr b

3 При врахуванні повзучості бетону в статично невизначуваних конструкціях необхідно визначити внутрішні напруження і зовнішні силові фактори (опорні реакції, згинальні моменти та ін.), а також відповідні деформації.

Внутрішні напруження і зовнішні силові фактори допускається обчислювати методом послідовних наближень, приймаючи зусилля  A в центрі тяжіння бетонної частини перерізу за навантаження b,kr b (тут  іА, приймаються згідно з 1). При цьому, виконуючи розрахунок методом сил, бетонну частину b,kr b перерізу слід враховувати в такийспосіб: з модулем E (див. 2) – при визначенні основних і побічних ef,kr переміщень; з модулем E b

– при визначенні напружень у центрі тяжіння бетону від зовнішніх силових факторів, викликаних повзучістю. Значення граничної характеристики повзучості, що виражена через φ, використані для kr

 визначення b,krі E послідовних наближень, наведено в таблиці 1 ef,kr

.Таблиця 1

4 Прогини конструкції від повзучості бетону слід визначати, розглядаючи сталеву частину перерізу під дією сил  A, прикладених у рівні центра тяжіння перерізу бетону. Для статично визначуваних kr b конструкцій має місце рівняння   . Для статично невизначуваних систем  дорівнює сумі kr b,kr kr внутрішніх напружень і напружень від зовнішніх силових факторів, викликаних повзучістю.

5 Деформації обтиснення замоноліченних бетоном поперечних швів збірної залізобетонної плити необхідно враховувати в розрахунках, якщо поздовжня арматура плити не зістикована у швах і при цьому плита не має попереднього напруження в поздовжньому напрямку.

Деформації обтиснення поперечних швів слід враховувати введенням у вираз для , , E (див.

ef,kr 1 і 2) узагальненої характеристики повзучості бетону й обтиснення поперечних швів , визначеної kr,d за формулою де L – довжина стиснутої постійними навантаженнями і впливами залізобетонної плити;

 – сумарна деформація обтиснення поперечних швів, розташованих на довжині L;

d

 – приймається згідно з 1;

kr

E,R – приймаються згідно з 3.24 та 3.32.

b b

За відсутності дослідних даних величину напружень , см, допускається обчислювати за d формулою

  0,005  0,00035b, (12) d d де b – ширина шва (зазор між торцями збірних плит).

d

6.Врахування віброповзучості бетону треба виконувати введенням у розрахунок умовного модуля

 пружності бетону E, що обчислюється згідно з 2 із заміною kr на , що визначається за vkr vkr формулою

– характеристика циклу початкових напружень у бетоні, визначених без врахування віброповзучості і повзучості;

 c kr, nприймаються згідно з 1.

Додаток L

(обов'язковий)

Визначення напружень у сталевозалізобетонних балках від усадки бетону і температурних впливів

1 Напруження в сталі і бетоні для статично визначуванної конструкції, що складається зі сталевої балки із суцільною стінкою й об'єднаної з нею в рівні проїзду залізобетонної плити, слід визначати за формулами:а) від усадки бетону де Astb,shr, Istb.shr.- приведені до сталі площа і момент інерції брутто поперечного перерізу сталезалізобетонної балки при модулі пружності бетону Eef,shr, який визначається згідно з 5.9;

Ast – площа сталевої частини перерізу, включаючи арматуру залізобетонної плити;

Sshr=AstZst,stb;

Zst,stb – відстань від центра тяжіння Astb,shr до центра тяжіння Ast;

Z – відстань від центра тяжіння Astb,shr до фібри, де визначається sfr (додатній напрямок осі Z прийнято вниз);

vshr = 0, vshr = 1 при визначенні напружень відповідно в бетоні й у сталі;

Е – слід приймати рівним при визначенні напружень:

 у бетоні – Eef,shr;

 у сталевій балці – Est;

 у ненапружуваній арматурі – Ers:

 в арматурі, що напружується – Еrр:

εshr – гранична відносна деформація усадки бетону, приймається згідно з 5.9;

б) від температурних впливів

-5 1 де  =110 град – - коефіцієнт лінійного розширення сталі і бетону;

tтах = f tn,max

f – приймається відповідно до табл. 17;

tn,max – приймається згідно з 5.10;

Е – дорівнює Еb, Еst, Еrs, Еrр при визначенні напружень відповідно в бетоні, сталевій балці, ненапружуваній арматурі і арматурі, що напружується;

Astb,t,Istb,t –приведені до сталі площа і момент інерції брутто поперечного перерізу сталезалізобетоної балки;

Z – відстань від центра тяжіння Astb,t, до фібри, де визначається t.

У випадках підвищення або зниження температури сталевої частини конструкції у формулі (2) слід приймати:

=ti, де Аwt – площа сталевих вертикальних елементів (стінки, вертикальних полиць поясних кутників, ламелей);

As1,t – площа сталевих горизонтальних елементів нижнього пояса.

У випадку підвищення температури залізобетонної плити у формулі (2) слід приймати:

 де bsl,tsl, см, приймаються за п. 5.15.

Величини ti і ti, що відносяться до i-ої точки перерізу, в якій визначаються напруження, слід приймати згідно з 5.10.

Інші позначення, прийняті у формулах (3) – (6), відповідають 5.5 і рис. 5.1.

2 При розрахунку статично невизначуваних систем на температурні впливи й усадку бетону геометричні характеристики перерізу необхідно приймати згідно з 1.

Додаток N

(обов'язковий)

Розподіл зсувних зусиль по шву об'єднання залізобетонної плити і сталевої конструкції в складних випадках впливів

1 Розподіл кінцевого зсувного зусилля SeN слід приймати за несиметричною трикутною епюрою з довжиною основи ае (див. рис.).

При цьому:

S S eN eN

s  ; , (1)

1 N

0,5a e e де s1N, s1N – інтенсивність погонних зсувних зусиль відповідно до рис.;

SeN, ae – приймаються згідно з 5.28 і 5.29.

2 При розподілі біля опорного зсувного зусилля від поперечних сил SpQ слід вважати, що інтенсивність відповідних погонних зсувних сил змінюється в обидва боки по прямолінійної епюрі від середини довжини приопорної ділянки (див.рис.); при цьому ордината в середині приопорної ділянки дорівнює

1,15S pQ

S . (2) pQ a e

3 Розподіл місцевих зосереджених зсувних зусиль (від заанкерованої високоміцної арматури, примикання ванти або розкосу і т.д.) ScN у вилучених від кінця плити зонах слід приймати за симетричною трикутною епюрою з довжиною основи 2 ае (див. рис.).

4. При визначенні зсувних зусиль довжини розрахункових ділянок слід приймати (див. рис.): I=0,18(H+bsl); II=0,36(H+bsl) – для кінцевих ділянок і в місцях прикладення зосереджених сил, а також у місцях, що примикають до зазначеної ділянки; ІІІ0,8(H+bsl); IV1,6(H+bsl) – на решті довжини прогонової будови відповідно в крайній і середній чвертях прогону.

Рисунок – Епюри погоних зсувних сил між залізобетонною та стальною частинами

І, ІІ, ІІІ, ІV – розрахункова довжина ділянок a і

Додаток Q

(обов'язковий)

Розрахунки міцності об'єднання залізобетону і сталі гнучкими упорами й анкерами

1 Зсувне зусилля Sh, що припадає на один гнучкий упор, має відповідати наступним умовам міцності:

– для гнучких упорів у вигляді прокатних швелерів, двотаврів, кутників без підкріплювальних ребер

– для гнучких упорів у вигляді круглих стержнів при 2,5<l/d4,2

– для гнучких упорів у вигляді круглих стержнів при l/d>4,2

Для гнучких упорів у вигляді круглих стержнів має бути, крім того, виконана умова

У формулах (1)-(4):

tfr – сума радіуса заокруглення і найбільшої товщини полиці прокатного профілю, см;

tw – товщина стінки прокатного профілю, l – довжина круглого стержня гнучкого упора, см;

d – діаметр стержня гнучкого упора або анкера, см;

bdr – ширина площі зминання бетону упором, см;

Rb,Ry,m – приймаються згідно з 5.19.

2 Зсувне зусилля Sh, що припадає на один похилий анкер з арматурної сталі круглого перерізу (гладкого або періодичного профілю) або на одну вітку петельного анкера, має відповідати таким умовам:

де Ааn – площа поперечного перерізу стержня анкера або вітки анкера, см2;

 –кут нахилу анкера до поверхні сталевої конструкції.

Для анкерів, розведених у плані, у формули (5) і (6) замість cos  слід підставляти добуток coscos , де  – кут між горизонтальною проекцією анкера і напрямком дії зсувної сили.

Зсувне зусилля, що сприймається стиснутими похилими анкерами, не повинне перевищувати 25 % повного зсувного зусилля, що діє на обчислюваній ділянці.

3 При об'єднанні залізобетонної частини зі сталевою за допомогою похилих анкерів зі смугової сталі товщиною tan від 8 до 20 мм і шириною від 20 до 80 мм зсувне зусилля Sh, що припадає на один анкер або на одну вітку петельного анкера, слід перевіряти згідно з формулою (5), заміняючи d2 виразом tan Aan (де tan – у см), і згідно з формулою 6.

4 Якщо похилі або вертикальні анкери знаходяться у високому залізобетонному ребрі і використовуються для сприйняття в ньому головних розтягувальних напружень, розтягувальні зусилля в похилих анкерах слід визначати як в арматурних відгинах звичайного залізобетону, а у вертикальних анкерах – аналогічно зусиллям у хомутах звичайного залізобетону. Допускається достатність перерізу анкера для сприйняття цього розтягувального зусилля і зсувної сили між залізобетоном і сталлю перевіряти незалежно і зусилля не підсумовувати.

Додаток R

(обов'язковий)

Розрахунки міцності об'єднання залізобетону і сталі високоміцними болтами, що обтискають залізобетон

1 Зусилля натягу високоміцного болта належить визначати за формулою

Nhb=Nhb,n-N, (1) де Nhb,n – контрольоване зусилля натягу болта;

 N-втрати зусиль натягу від усадки і повзучості бетону плити і шару розчину під плитою.

При конструкції болтового об'єднання за кресленням втрати припускається вираховувати за формулою

N=Nhb,n (0.23 –0.0025t), (2) де t  50 см – сумарна товщина плити і шару розчину по осі отвору.

2 У фрикційному з'єднанні залізобетонної плити зі сталевим поясом

3 (через шар цементно-піщаного розчину або при безпосередньому контакті) за умови очищення пояса зсувне зусилля, що припадає на один високоміцний болт, має відповідати умові Nh,b – зусилля натягу високоміцного болта, приймається згідно з п. 1; k = 1,3 – коефіцієнт безпеки;

f-коефіцієнт тертя, що приймається:

0,60 – при омонолічуванні шва цементно-піщаним розчином або при плиті з монолітного залізобетону;

0,45 – при безпосередньому контакті збірного залізобетону зі сталлю.

Рисунок – Конструкція болтового з’єднання

1 - високоміцний болт діаметром 22 або 24 мм; 2 - отвір в бетоні діаметром 50 мм;

3 - арматурний каркас зі стержнів періодичного профілю діаметром 10 мм;

4 - розподільна прокладка розмірами 100х100х16 для болтів 22 мм та 100х100х20 для болтів 24 мм

Додаток S

(обов'язковий)

Розрахунковий опір ґрунтів основи осьовому стиску

1 Розрахунковий опір основи з нескельного ґрунту осьовому стиску R, кПа (тс/м2), під підошвою фундаменту мілкого закладання або фундаменту як опускного колодязя слід визначати за формулою

де R0 – умовний опір ґрунту, кПа (тс/м2), приймається відповідно до табл. 1 – 3;

b – ширина (менша сторона або діаметр) підошви фундаменту, м; при ширині більше, ніж 6 м приймається b = 6 м;

d – глибина заглиблення фундаменту, м, приймається згідно з п.2;

 – усереднене по шарах розрахункове значення питомої ваги ґрунту, розташованого вище від підошви фундаменту, обчислене без врахування виважувальної дії води; припускається приймати

=19,62 кН/м3 (2 тс/м3);

k1, k2- коефіцієнти,які приймаються відповідно до табл. 4.

Величину умовного опору R0 для твердого супіску, суглинку і глини (IL < 0) слід визначати за формулою

R0=1,5Rn c і приймати, кПа (тс/м2): для супіску – не більше ніж 981 (100); для суглинку – 1962 (200); для глини

– 2943 (300), де Rnc – границя міцності при одноосьовому стиску зразків глинистого ґрунту природної вологості.

Розрахунковий опір осьовому стиску основ з невивітрилих скельних ґрунтів R, кПа(тс/м2), слід визначати за формулою де g – коефіцієнт надійності ґрунту, що дорівнює 1,4;

Rc-границя міцності при осьовому стиску зразків скельного ґрунту, кПа (тс/м2).

Якщо основи складаються з однорідних по глибині слабо вивітрілих, вивітрілих або дуже вивітрілих скельних ґрунтів, їх розрахунковий опір осьовому стиску слід визначати, користуючись результатами статичних випробувань ґрунтів за допомогою штампу. За відсутності таких результатів припускається приймати значення R для слабо вивітрілих і вивітрілих скельних ґрунтів – згідно з формулою (2), приймаючи значення Rc з понижувальним коефіцієнтом, що дорівнює відповідно 0,6 і 0,3; для вивітрілих скельних ґрунтів – згідно з формулою (1) і табл. 3 як для великоуламкових ґрунтів.

2 При визначенні розрахункового опору основ з нескельних ґрунтів згідно з формулою (1) заглиблення (d) фундаменту мілкого закладання або фундаменту як опускного колодязя необхідно приймати:

а) для проміжних опор мостів – від поверхні ґрунту біля опори на рівні зрізання в межах контуру фундаменту, а в руслі ріки – від дна водостоку біля опори після заглиблення його рівня на величину загального і половини місцевого розмиву ґрунту при розрахунковій витраті води (див. 1.9.2; 1.9.3);

б) для обсипних стоянів – від природної поверхні ґрунту із збільшенням на величину, що дорівнює половині висоти конуса насипу біля передньої грані фундаменту по осі моста;

в) для труб замкненого контуру – від природної поверхні ґрунту із збільшенням на величину, що дорівнює половині мінімальної висоти насипу біля певної ланки труби;

г) для труб незамкненого контуру – від низу лотка або обрізу фундаменту.

3 Розрахунковий опір, вирахуваний згідно з формулою (1) для глини або суглинку, в основах фундаментів мостів, розташованих у межах постійних водостоків, необхідно підвищувати на величину, що дорівнює 14,7dw, кПа (1,5 dw, тс/м), де dw – глибина води, м, від найнижчого рівня межені до рівня, що приймається згідно з 2а.

Примітка 1. Для проміжних значень IL та e величина R0 вираховується інтерполяцією.

Примітка 2. При величині пластичності Ір в межах 5 – 10 та 15 – 20 слід приймати значення R0, наведене в табл.1 для супіску, суглинку та глини.

Примітка. Для щільних пісків наведені значення R0 необхідно збільшувати на 100%, якщо їхню щільність визначено статичним зондуванням, і на 60%, якщо їхню щільність визначено за результатами лабораторних випробувань ґрунтів.

Примітка. Наведені в табл. 3 умовні опори R0 подано для великоуламкових ґрунтів з піщаним заповнювачем. Якщо у великоуламковому ґрунті міститься понад 40 % глинистого заповнювача, то значення R0 для такого ґрунту мають прийматися відповідно до табл. 1 в залежності від Ір,IL та e заповнювача.

Додаток V

(обов'язковий)

Методика перевірки несучої здатності по ґрунту фундаменту з паль або опускного колодязя як умовного фундаменту мілкого закладання

Умовний фундамент слід приймати у формі прямокутного паралелепіпеда. Його розміри для пальового фундаменту з заглибленим у ґрунт ростверком необхідно визначати за рис. 1 і 2, з розташованим над ґрунтом ростверком – згідно з рис. 3 і 4, для фундаменту з опускного колодязя – згідно з рис. 5.

Наведене на рис. 1-5 середнє значення розрахункових кутів тертя ґрунтів m, прорізаних палями, слід визначати за формулою де i – розрахунковий кут внутрішнього тертя i-го шару або ґрунту, розташованого в межах глибини занурення паль у ґрунт;

hi – товщина цього шару, м;

d – глибина занурення паль у ґрунт від його розрахункової поверхні, м, положення якої слід приймати відповідно до вказівок 7.10.

Несучу здатність основи умовного фундаменту перевіряють згідно з 7.8, при цьому середній р, кПа(тс/м2), і максимальний ртах, кПа(тс/м2), тиск на ґрунт у перерізі 3 – 4 по підошві умовного фундаменту (див. рис. 1-5), що підлягають перевірці, слід визначати за формулами:

де Nc – нормальна складова тиску умовного фундаменту на ґрунт основи, кН (тс), обчислювана з урахуванням ваги ґрунтового масиву 1-2-3-4 разом з ростверком в ньому і палями або опускним колодязем;

Fh, Mc – відповідно горизонтальна складова зовнішнього навантаження, кН (тс), і її момент відносно головної осі горизонтального перерізу умовного фундаменту в рівні розрахункової поверхні ґрунту, кНм (тсм), що приймається згідно з вказівками 7.10;

d1 – глибина закладення умовного фундаменту відносно розрахункової поверхні ґрунту, м (див. рис. 1-5);

ас, bс – розміри в плані умовного фундаменту в напрямку, рівнобіжному площині дії навантаження і перпендикулярному їй, м;

k – коефіцієнт пропорційності, що визначає наростання з глибиною коефіцієнта постілі ґрунту, розташованого вище підошви фундаменту, приймається відповідно до таблиці.

cb, – коефіцієнт постілі ґрунту в рівні підошви умовного фундаменту, кН/м3 (тс/м3), обумовлений формулами:

при d1  10 м сb = 10k, кН/м3 (тс/м3);

при d1 >10м cb = kd1.

Рисунок 5 – Умовний фундамент з опускного колодязя а – без уступів; б – з уступами

Додаток W

(обов'язковий)

Методика перевірки несучої здатності підстильного шару ґрунту

Перевірку несучої здатності підстильного шару ґрунту слід виконувати, виходячи з умови де р – середній тиск на ґрунт, що діє під підошвою умовного фундаменту мілкого закладення, кПа (тс/м2);

 – середнє (по шарах) значення розрахункової питомої ваги ґрунту, розташованого над покрівлею шару підстильного ґрунту, що перевіряється; припускається приймати  = 19,62кн/м3(2тс/м3);

d – заглиблення підошви фундаменту мілкого закладення від розрахункової поверхні ґрунту, м, прийняте відповідно до обов'язкового додатка S;

zi – відстань від підошви фундаменту до поверхні шару підстильного ґрунту, що перевіряється, м;

 – коефіцієнт, прийнятий відповідно до таблиці;

R – розрахунковий опір підстильного ґрунту, кПа (тс/м2), визначається згідно з формулою (1) обов'язкового додатка S для глибини розташування покрівлі шару ґрунту, що перевіряється;

п – коефіцієнт надійності за призначенням споруди, що приймається 1,4.

Значення коефіцієнта  приймається за таблицею в залежності від співвідношення zi/b для круглого і від співвідношення zi/b і a/b для прямокутного в плані фундаментів. Тут a – більша сторона прямокутного в плані фундаменту, b – менша його сторона або діаметр круглого в плані фундаменту.

Перевірку несучої здатності шару ґрунту під фундаментом з паль або з опускного колодязя необхідно виконувати як під умовним фундаментом розмірами, що приймаються відповідно до обов'язкового додатка S.

Коефіцієнт 

Додаток Y

(обов'язковий)

Методика визначення додаткових тисків на основу стояна від ваги примикальної частини підхідного насипу

1 Додатковий тиск на ґрунти основи під задньою гранню стояна (у рівні підошви фундаменту) від ваги підхідного насипу (див. рис) р1 кПа (тс/м2), слід визначати за формулою р1 = 1h1 (1)

Для обсипного стояна додатковий тиск на ґрунти основи під передньою гранню підвалини від ваги конуса стояна р2', до Па (тс/м2), слід визначати за формулою р2 = 1h2 (2)

Тиск р1 і р2 слід визначати підсумовуванням по відповідних гранях фундаменту тиску від розрахункових навантажень з додаванням р1 і р2.

У формулах (1) і (2):

 – розрахункова питома вага насипного ґрунту, припускається приймати = 17,7кН/м3 (1,8 тс/м3);

h 1 – висота насипу, м;

h 2 – висота конуса над передньою гранню фундаменту, м;

1 і 2 – коефіцієнти, прийняті відповідно за табл. 1 і.2

Рисунок – Додаткові тиски від ваги підхідного насипу на ґрунти основи обсипного стояна

1 - передня грань; 2 – задня грань

2 Відносний ексцентриситет рівнодійної навантажень у рівні підошви фундаменту дрібного закладення слід визначати за формулою де а –довжина підошви фундаменту, м (див. рис.);

у – відстань від головної центральної осі підошви фундаменту до більш навантаженого ребра, м;

е0, r – ті ж значення, що й у 7.7.

Примітка 1. Для проміжних значень d, h1, і  коефіцієнт а необхідно визначати за інтерполяцією.

Примітка 2. При розрахунку фундамент глибокого закладення розглядається як умовним, обмеженим контуром, прийнятим відповідно до обов'язкового додатка V.

Примітка. Для проміжних значень d і h2 коефіцієнт 2 слід визначати за інтерполяцією.

Додаток Z

(довідковий)

Розрахунок міцності круглих перерізів залізобетонних елементів при позацентровому стисненні

Міцність позацентрово стиснених залізобетонних елементів круглого перерізу (див. рис.) з ненапруженою арматурою, рівномірно розміщеною по колу (при кількості поздовжніх стержнів не менше 6) визначається з умови де r – радіус поперечного перерізу;

 – коефіцієнт, що враховує вплив прогину на міцність, визначається згідно з 3.52;

ξcir – відносна площа стисненої зони бетону, що визначається:

при виконанні умов

N ≤ 0,77RbAb + 0,645Rs As,tot (2)

– з розв’язку рівняння при невиконанні умов (2) –з розв”язку рівняння де π ξ cir – кут в рад. (див. рис.1);

φ – коефіцієнт, що враховує роботу розтягнутої арматури і дорівнює:

при виконанні умови (2) φ = 1,6(1-1,55 ξ cir) ξ cir, але не більше 1;

при невиконанні умови (2) φ = 0;

As,tot – площа перерізу всієї поздовжньої арматури;

rs – радіус кола, що проходить через центр тяжіння стержневої поздовжньої арматури.

Ексцентриситет ec визначається згідно з 3.52 – 3.54 і 3.70.

Для бетону класу вище В30 значення Rb приймається як для бетону класу В30.

N

e





As, tot

Рисунок 1 – Схема, що приймається при розрахунку круглого перерізу позацентрово стисненого елемента

Додаток Ω

(довідковий)

Огорожі безпеки на мостах під автомобільний рух

1 Класифікація конструкцій

1.1Залежно від розташування конструкцій огорожі в межах мостового полотна вона поділяється на такі, що розташовані:

– між проїзною частиною і тротуаром (службовим проходом);

– на крайці мостової споруди без тротуарів (службових проходів);

– на розділовій смузі.

За класифікацією ГОСТ 26804 зазначені конструкції є однобічними (наїзд автомашини можливий лише з одного боку). Конструкції, розташовані на розділовій смузі, можуть бути двобічними.

1.2За зовнішнім виглядом конструкції огорожі розділяють на огорожі бордюрного, парапетного та бар’єрного типів (далі – бордюрні, парапетні та бар’єрні огорожі).

Бордюрні огорожі (бордюр) – елемент мостового полотна, що визначає межу проїзної частини та перешкоджає виїзду транспортних засобів за її межі. До бордюрів належать елементи (наприклад, бордюрні блоки)) висотою до 50 см з вертикальною гранню або будь-якої іншої конфігурації, при якій зберігаються умови взаємодії колеса з бордюром, характерні для вертикальної поверхні.

Парапетна огорожа – елемент мостового полотна у вигляді стінки висотою від 50 до 75 см, що розташована на межі проїзної частини.

Бар’єрна огорожа – елемент мостового полотна, розташований на межі проїзної частини. Він являє собою безперервну напрямну балку, прикріплену до стояків, тобто для бар’єрних огорож обов’язковою є наявність стояків та поздовжніх балок.

За ступенем піддатливості бар’єрні огорожі поділяються на:

– жорсткі з залізобетонними стояками і поздовжніми брусами:

– напівжорсткі зі стійками, здатними до деформації та гнучкими балками або напрямними елементами з тросів.

Нижче описано напівжорсткі огорожі з конструкціями, орієнтованими згідно з ГОСТ 26804 – найефективніші для мостових споруд.

2 Класифікація умов руху транспорту

Вимоги до утримувальної здатності огорожі залежать від рівня умов руху транспорту (важкі, складні, легкі), що мають наступні параметри (табл. 1):

α – поздовжній ухил на мості та підходах (‰);

Rm – радіус кривої в плані (м);

N – рівень завантаження ділянки дороги.

Зміна одного з трьох параметрів приводить до зміни умов руху транспорту.

Умови руху транспорту мостовим полотном

Для мостів довжиною понад 200 м рівень умов руху транспорту підвищується, для малих мостів (довжиною до 25 м) – знижується. Наприклад: умови руху транспорту по мостах довжиною понад 200 м на ділянці дороги з легкими або складними умовами руху слід приймати як складні або важкі, а для моста довжиною до 25 м, розташованого на ділянці дороги зі складними або важкими умовами руху транспорту, – як легкі або складні.

3 Вимоги до конструкції огорож

Вимоги для огорож, що встановлюються на мостах з двома і більше смугами руху транспорту наведено нижче.

Висоту огорож приймають у відповідності до вимог табл. 2.

Утримувальна здатність огорож має відповідати вимогам табл. 3.

4 Парапетна залізобетонна огорожа, рекомендована для застосування

4.1Парапет висотою Н=60 см, нахил лицевої поверхні: 1 – 6,5:1

(рис. 1,б, утримувальна здатність 200 кДж).

Застосовують на мостах доріг IV технічної категорії з безпечними та складними умовами руху транспорту на дорозі за наявності тротуарів або службових проходів.

а)

h б

h б

Рисунок 1 – Розміри бордюрів (а) та парапетів (б), що використані в рекомендованих конструкціях огорож

4.2Парапет висотою Н=75 см, нахил лицевої поверхні: 7:1 – 6,5:1

(рис. 1,б, утримувальна здатність 300 кДж).

Застосовують на мостах за наявності тротуарів на дорогах ІІ, ІІІ і IV технічної категорії за наступних умов руху транспорту на дорозі:

– IV категорія – важкі;

– ІІІ категорія – легкі та складні;

– ІІ категорія – легкі та складні.

4.3 Парапетна огорожа на мостах без тротуарів

Типова конструкція [Н=75 см; і= 7 (6,5):1] може бути застосована на крайці прогонової будови без тротуарів за умов встановлення на парапеті поручня у вигляді жорсткої балки на стоянах (рис. 2).

Зазначену конструкцію огорожі загальною висотою 1,1 м з утримувальною здатністю Е=300 кДж влаштовують за наступних умов руху транспорту на дорозі:

– IV категорія – важкі;

– ІІІ категорія – будь-які;

– ІІ категорія – легкі та складні;

– I категорія-легкі а) б)

Рисунок 2 – Рекомендовані типові парапетні огорожі з поручнем (для споруд без тротуарів): 1 – парапет; 2 – додатковий поручень; 3 – ніша для болта; 4 – болт М-24÷М-27; 5 – цементно-піщаний розчин; 6 – закладна деталь; 7 – асфальтобетонне покриття; 8 – гідроізоляція з захисним шаром

5 Металева бар’єрна огорожа (на базі ГОСТ 26804), рекомендована для застосування

5.1Конструкції за ГОСТ 26804 застосовують з кроком стояків від 1,0 до 3,0 м (1,0; 1,33; 1,5; 2,0; 3,0); стояки висотою 75 см з двотавру №12, енергоємність від 110 до 200 кДж (рис. 3а).

Застосовують на мостових спорудах за таких умов руху транспорту на дорогах:

– IV категорія – небезпечні – крок стояків 1,33 м (Етр =200кДж);

– ІІІ категорія – безпечні та складні – крок стояків відповідно 2,0 м і 1,5 м (Етр =125 кДж і Етр =175 кДж);

– ІІ категорія – безпечні та складні – крок стояків відповідно 2,0 м і 1,33 м (Етр =150 кДж і Етр =200 кДж); (Етр – необхідна енергоємність, табл. 3).

а) б) в) г)

Рисунок 3 – Конструкція бар’єрної огорожі згідно з ГОСТ 26804

Аналогічні області застосування мають й стандартні огорожі на цоколі (бордюрі) висотою 15 см (рис. 3,б). Огорожі з кроком стояків 3 м (Е=110 кДж) можуть бути застосовані на дорогах IV категорії з безпечними умовами руху. В усіх інших випадках крок стояків 3.0 м є неприпустимим.

5.2 Конструкція згідно з ГОСТ 26804 на бордюрі

Використовують стояки висотою 60 см.

а) Бордюр висотою 30 см застосовують у тих випадках, коли необхідна висота огорожі становить 90 см, зокрема (рис. 4 в):

– дорога І категорії (4 смуги) з безпечними умовами руху транспорту (Етр =200 кДж, крок стояків 2,0 м).

б) Бордюр висотою 35 см застосовують у тих випадках, коли необхідна висота огорожі становить 90 см, (як і при бордюрі 30 см), саме за умов:

– дорога ІІ категорії з небезпечними умовами руху транспорту – крок стояків 1,33 м;

– дорога І категорії, шість смуг руху з безпечними умовами руху транспорту, крок стояків 1,33 м.

в) Бордюр висотою 40 см застосовують у тих випадках, коли необхідна висота огорожі – не менше ніж 90 см, а енергоємність 300 кДж, зокрема (рис.4г):

– дорога ІІ категорії з небезпечними умовами руху транспорту (Етр =300 кДж), крок стояків 1,5 м (Н = 100 см);

– дорога І категорії (4 смуги) зі складними умовами руху транспорту (Етр =300 кДж), крок стояків 1,5 м).

5.3Конструкція згідно з ГОСТ 26804 з трубою підсилення (поручнем)

Стандартні конструкції з укладеною на стояки трубою підсилення діаметром ≈ 120 мм на рівні 1,0 м (повна висота Н=1,1 м, рис. 4,а) рекомендується застосовувати на мостах з тротуарами або службовими проходами, що є на дорогах І технічної категорії:

– магістральні дороги з кількістю смуг руху шість та більше – при безпечних умовах руху транспорту, крок стандартного стояка не більше ніж 1,5 м.

– дорога з чотирма смугами руху – при безпечних і складних умовах руху транспорту, крок стандартного стояка 3,0 і 1,5 м відповідно.

Крім того, використання стандартних конструкцій є можливим на мостах з небезпечними умовами руху транспорту на дорогах ІІ технічної категорії (Н=1,1 м; крок стояків 1,5 м; Етр =200 кДж).

5.4Конструкція згідно з ГОСТ 26804 на мостах без тротуарів та службових проходів

На мостах без тротуарів та службових проходів стандартні конструкції можуть бути встановлені на крайці прогонової будови при поєднанні їх з цоколями стояків та трубою підсилення з урахуванням необхідної утримувальної здатності (рис. 4).

а) б) в)

35

№ 12

Рисунок 4 – Бар’єрна огорожа згідно з ГОСТ 26804 з трубою підсилення D 120 мм

Виходячи з показників енергоємності, висоти, деформативності стояків, відстані від низу стояка до верху напрямної балки та висоти бордюру (парапету), стандартні бар’єрні огорожі з кроком стояків від 1,33 до 3,0 м забезпечують більшу частину потреб для мостів.

Область застосування конструкцій стандартних бар’єрних огорож наведено в табл. 4 з якої видно:

– огорожі на базі стандартних конструкцій (стояк + амортизатор + балка) не можна застосовувати в мостах на дорогах І категорії з шістьма і більше смугами руху при складних та важких умовах руху та на дорогах з чотирма смугами руху при важких умовах руху;

– практично всі конструкції мають альтернативне вирішення: встановлюються на бордюрі і без бордюру, з стояками з двотавру № 12, двотавру № 14 або з гнутого профілю;

– на дорогах IV категорії за наявності на споруді тротуарів або службових проходів, на ділянках, на які не поширюється область застосування стандартних бар’єрних огорож, встановлюють спрощені конструкції (наприклад, без амортизаторів) як на цоколі або бордюрі, так і без них.

6 Визначення величини сили, яка сприймається бар’єрним огородженням

6.1Огородження повинне забезпечити втримання автомобілів, які рухаються по проїзній частині з дозволеною (проектною) швидкістю, але після зміни напряму руху зіштовхнулися з огородженням під кутом, що не перевищує 20°. На більший кут наїзду або на більшу, ніж дозволену швидкість руху, огородження не розраховується.

При успішному проектуванні огородження, повинні бути виконані наступні вимоги по втриманню автомобіля:

1. Автомобіль не повинен переїхати або перевернутися через огородження

2. Автомобіль не повинен розвернутися зі збільшенням кута наїзду

3. Автомобіль не повинен бути ушкоджений частинами огородження, що проникнуло у салон Обмеження прискорень для пасажирів в автомобілі встановлює індекс ASI

(acceleration serverity index – індекс безпечного прискорення). Індекс ASI повинен бути не більше 1.0. При такому індексі на людину, яка пристебнута ременями може діяти прискорення до 10 g (g = 9.8 м/сек.).

6.2Вимоги надійності огороджень формулюються на підставі переліку ушкоджень, викликаних наїздами автомобілів:

1. При наїзді легкового автомобіля, не повинно бути розриву будь-якого з елементів огородження.

2. При наїзді на огородження вантажного автомобіля або автобуса не допускається:

– відрив стійки від закладних деталей (допускається її вигин)

- руйнування закладних деталей

- руйнування цокольної частини або тротуару

3. При наїзді на огородження сідельного тягача не допускається:

- руйнування закладних деталей

- руйнування цокольної частини або тротуару

- руйнування покриття

Видно, що для виконання вимог по втриманню автомобіля й вимог по надійності огороджень варто вирішувати ряд складних нелінійних динамічних задач, результати яких можуть істотно відрізнятися від реальних наїздів. Тому, при проектуванні огороджень використовуються результати натурних випробувань, виконаних на підставі методик, викладених в EN 13 17-1:1998 «Терміни й загальні критерії методів випробувань» і EN 1317-2:1998 «Дорожні огороджувальні системи. Види навантажень, критерії оцінки огороджень методом ударних впливів».

Б. Мост ові споруди без т рот уарів або службових проходів

- по ГОСТ 26804;

- по ГОСТ 26804 на бордюрі (парапет і);

- по ГОСТ 26804 з т рубою посилення (поручнем)

Примітка. У таблиці в першому стовбчику вказано умови проїзду: Л – легкі; У – середні; Т – тяжкі. На графіку видно, що рівні НЗ, Н4а, і Н4Ь сприймають значно більшу силу. Фактичне зусилля на елементи огородження можуть бути знайдені тільки у результаті натурних досліджень. Усереднену величину сили, що сприймається огородженням можна визначити в залежності від переміщення огородження по EN 1317-1:1998. Рисунок 1 – Схема удару автомобіля із бар'єром.

Складова швидкості автомобіля по відношенню до бар'єру дорівнює:

Vn =Vsin 

Середнє прискорення у центрі автомобіля дорівнює:

Середня сила прикладена до центру маси автомобіля дорівнює:

Як видно з рис.1 переміщення центру маси авто приблизно дорівнює:

S  c * sin   b * (cos  1)  S n b де Sb – максимальне переміщення лицьової поверхні бар'єру.

Тепер величину сили, що діє на бар'єрну огорожу, можна представити у вигляді:

Сила прикладена до бар'єрної огорожі, тобто до системи, що складена із устоїв та повздовжніх елементів.

У таблиці 1 вказано усереднені сили, як функції переміщень бар'єрного огородження при наїздах автомобілів різної маси та швидкості. На основі даних таблиці побудовано графік. На графіку по осі абсцис відкладено деформації огородження, а по осі ординат усереднені сили

Додаток Ψ

(довідковий)

Проектування елементів за критерієм надійності

1 Ймовірнісні розрахунки за критерієм надійності мають за мету пошук оптимального проекту при заданому рівні безпеки. За критерій приймається параметр "характеристика безпеки" β, математично зв’язаний з надійністю:

Ps = Ф(-β) (1) де Ps – надійність, як ймовірність того, що буде досягнуто граничного стану;

Ф – стандартна функція розподілу;

β – характеристика безпеки.

2 Всі ймовірнісні розрахунки мають виконуватись так, щоб дотримувалась фундаментальна нерівність методу граничних станів, яку має задовольняти елемент, що проектується

R(XR)  Q(XQ), (2) де R(XR) – функція опору елемента;

Q(XQ) – функція зовнішніх навантажень елемента;

XR – базові змінні, якими виражається несуча здатність елемента;

XQ – базові змінні, якими виражається зовнішнє навантаження елемента.

3 Постулюється, що базові змінні, якими виражається несуча здатність і зовнішнє навантаження елемента, мають нормальний розподіл (закон розподілу Гаусса) та між ними відсутня кореляція.

4 Базові змінні Xi в (2) визначаються через параметри закону розподілу, прийнятого для змінної:

Xi = μi – αiβσi або ж Xi = μi(1 – αiβVi), (3) де μi – математичне сподівання базової змінної;

αi – ваговий коефіцієнт базової змінної;

σi – стандарт базової змінної згідно з законом розподілу;

β – прийнята характеристика безпеки;

Vi – коефіцієнт варіації базової змінної.

Нормативні величини характеристики безпеки наведено в таблиці 1.

5 Вагові коефіцієнти αi вираховуються через стандарти змінних опору та навантаження σR, σQ:

Дозволяється приймати середні значення: αR = 0,8 αQ = –0,7.

6 мовірнісна модель проектування елементів, виражена через статистичні параметри опору та навантаження – аналог фундаментальної нерівності методу граничних станів (2), має вигляд:

де μR, μQ – математичні сподівання узагальненого опору та навантаження, відповідно;

αR, αQ – вагові коефіцієнти узагальненого опору та навантаження, відповідно;

σR, σQ – стандарти базової змінної згідно з законом розподілу;

β – апріорно прийнята характеристика безпеки;

VR, VQ – коефіцієнти варіації узагальненого опору та навантаження, відповідно.

7 Закінчивши проектування елемента, необхідно перевірити виконання нерівності

   (6) nom де  nom призначена ДБН мінімальна величина характеристики безпеки (згідно з 1.6., табл. 1.1), β – значення характеристики безпеки, вирахуване відносно запроектованого елемента, за виразом:

Тут  – математичне сподівання реального коефіцієнту запасу

   /  (8)

R Q

Математичні сподівання узагальненого опору та навантаження, які відповідають коефіцієнтам рівнядовіри   0,95та   0,05знаходяться за формулами:

R Q де Rn та Qn – нормативні величини опору (несучої здатності) та навантаження елемента, відповідно.

8 Необхідні для обчислень коефіцієнти варіації рухомих та постійних навантажень наведено в таблицях 2 та 3.

Примітка.  – довжина лінії впливу

В наступних трьох таблицях наведено коефіцієнти варіації компонентів узагальненого опору елемента.

d

обробки

Дозволяється, за умови достатнього обґрунтування, прийняти інші коефіцієнти варіації.

9 Для довідки, нижче для фіксованих значень надається залежність між надійністю Ps та характеристикою безпеки β.

1 2 3 4 5 7

Додаток Σ (довідковий) Основні позначення величин літерами

У РОЗДІЛІ 1 „ОСНОВНІ ПОЛОЖЕННЯ" Мu – момент перекидних сил; Mz – момент утримувальних сил; Qr – зсувна сила; Qz – утримувальна сила; l – розрахунковий прогон; h – висота; 1 +  – динамічний коефіцієнт; т – коефіцієнт умов роботи; n – коефіцієнт надійності за призначенням; n – коефіцієнт відповідальності; f – коефіцієнт надійності за навантаженням.

У РОЗДІЛІ 2 „НАВАНТАЖЕННЯ І ВПЛИВИ" А – площа;

Р – зосереджене вертикальне навантаження;

Fh – зосереджена горизонтальна поперечна сила;

М – моментсили;

G – вага одного автомобіля навантаження АБ;

G – модуль зсуву;

Sf – сила опору внаслідок тертя;

Sh – величина реактивного опору гумових опорних частин;

T – період;

P – інтенсивність тимчасового вертикального навантаження від пішоходів;

p – вертикальний тиск від ваги насипу;

v – інтенсивність еквівалентного навантаження від вертикальної дії тимчасового рухомого навантаження;

h –- інтенсивність горизонтального розподіленого навантаження;

 – лінійне навантаження при визначенні тиску на ланки труб;

u – величина, що визначає інтенсивність горизонтального розподіленого навантаження;

q0 – інтенсивність швидкісного напору вітру;

n – нормативна питома вага ґрунту;

t – найбільша встановлена швидкість;

 – довжина завантаження лінії впливу;

а – проекція найменшої відстані від вершини до кінця лінії впливу;

а – сумарна товщина шарів гуми в опорних частинах;

h, hx – висота засипу труб;

d – діаметр;

r – радіус;

 – переміщення в опорних частинах;

f – стріла арки;

с – довжина дотикання коліс навантаження до проїзної частини;

n – нормативний кут внутрішнього тертя ґрунту;

εn – гранична відносна деформація усадки бетону;

сn – питома деформація повзучості бетону;

t – температура;

tn,T – максимальна додатна температура;

tn,x – найменша від’ємна температура;

t3 – температура замикання;

1 – відхилення температури;

z – кількість опор моста в групі;

z – кількість установлюваних блоків;

α – відносне положення вершини лінії впливу;

α – коефіцієнт лінійного розширення;

 – коефіцієнт навантаження в комбінації;

f – коефіцієнт надійності за навантаженням;

cv – коефіцієнт вертикального тиску для ланок труб;

1 + , – динамічний коефіцієнт;

– динамічний коефіцієнт;

п – коефіцієнт нормативного бічного тиску;

cw – аеродинамічний коефіцієнт лобового опору конструкції дії вітру;

kn – коефіцієнт, що враховує зміну швидкісного напору вітру в залежності від висоти;

ε – коефіцієнт, що враховує відсутність обігу особливо важкого залізничного рухомого складу;

s1 – коефіцієнт, що враховує дію тимчасового навантаження з інших колій (смуг);

s2 – коефіцієнт, що враховує в суміщених мостах одночасне завантаження проїздів різного призначення;

n – нормативна величина коефіцієнта тертя;

max, min – максимальна і мінімальна величини коефіцієнта тертя.

У РОЗДІЛІ 3

„БЕТОНІ І ЗАЛІЗОБЕТОННІ КОНСТРУКЦІЇ”

ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРІАЛІВ

Нормативні опори бетону

Rbn – осьовому стиску;

Rbtn – осьовому розтяганню.

Розрахункові опори бетону при розрахунку за граничними станами першої групи

Rb – осьовому стиску;

Rbt – осьовому розтяганню;

при розрахунку за граничними станами другої групи

Rb.ser – осьовому стиску;

Rbt.ser – осьовому розтяганню при розрахунку попередньо напружених елементів на утворення тріщин;

Rb.mc1 – осьовому стиску при розрахунку на стійкість проти утворення поздовжніх мікротріщин (тс) при попередньому напруженні, транспортуванні й монтажі;

Rb.mc2 – осьовому стиску при розрахунку на експлуатаційне навантаження за формулами опору пружних матеріалів (розрахунок на спільний вплив силових факторів і несприятливих впливів зовнішнього середовища);

Rb.sh – сколюванню при згині.

Нормативні опори арматури розтяганню

Rsn – ненапружуваної;

Rpn – напружуваної.

Розрахункові опори арматури розтяганню

Rs – ненапружуваної;

Rp – напружуваної;

Rsc – ненапружуваної – стиску;

Rpc – напружуваної, розташованої в стиснутій зоні.

Відношення модулів пружності n1 – прийняті при розрахунку міцності, а при напружуваній арматурі – також і при розрахунку витривалості;

n – так само, при розрахунку витривалості елементів з ненапружуваною арматурою.

Геометричні характеристики

Аb – площа перерізу стиснутої зони бетону;

Аb – площа перерізу всього бетону;

Ared – приведена площа перерізу елемента;

Ired – момент інерції приведеного перерізу елемента відносно його центра тяжіння;

Wred – момент опору приведеного перерізу елемента для крайнього розтягнутого волокна;

’

AS,A S – площа перерізу ненапруженої розтягнутої і стиснутої поздовжньої арматури;

Ар, Ар – так само, напруженої арматури;

 – коефіцієнт армування, визначуваний як відношення площі перерізу розтягнутої поздовжньої арматури до площі поперечного перерізу без урахування стиснутих і розтягнутих звисів поясів;

b – ширина прямокутного перерізу, ширина стінки (ребра) таврового, двотаврового і коробчатого перерізів;

bf – ширина поясу таврового, двотаврового і коробчатого перерізів у стиснутій зоні;

h – висота перерізу;

hf – приведена (включаючи вути) висота стиснутого поясу таврового, двотаврового і коробчатого перерізів;

h0 – робоча висота перерізу;

x – висота стиснутої зони бетону;

as, ар – відстань від центра тяжіння розтягнутої відповідно ненапруженої і напруженої поздовжньої арматури, до найближчої крайки перерізу; as, а'р – так само для стиснутої арматури;

ес – ексцентриситет поздовжньої сили N відносно центра тяжіння приведеного перерізу;

 – коефіцієнт, що враховує вплив поперечного згину при позацентровому стиску (вводиться до значення ес), прийнята відповідно до п. 3.54;

е0 – розрахункова (з урахуванням коефіцієнта , що вводиться до значення ес) відстань від поздовжньої сили N до центра тяжіння розтягнутої арматури позацентрово стиснутого перерізу;

’ е, е – відстань від осі прикладання поздовжньої сили N до центра тяжіння відповідно розтягнутої і стиснутої арматури позацентрово розтягнутого перерізу;

і – радіус інерції поперечного перерізу;

r – ядрова відстань;

d – діаметр круглого елемента, номінальний діаметр арматурних стрижнів.

Напруження в бетоні

bt – розтягувальне (з урахуванням втрат) напруження в бетоні розтягнутої зони попередньо напружуваного елемента при тимчасовому навантаженні;

mt, mc – головні розтягувальні та головні стискальні напруження;

bx., by – нормальні напруження в бетоні відповідно вздовж поздовжньої осі й у напрямку, нормальному до неї;

b – дотичні напруження в бетоні.

Напруження в арматурі

s – напруження в ненапружуваній розтягнутій арматурі при навантаженні;

р – сумарне напруження в напружуваній арматурі розтягнутої зони при навантаженні;

рс – залишкове напруження, що вводиться до розрахунку, в напружуваній арматурі, розташованій в стиснутій зоні; рс = Rpc-pc1;

pc1 – розрахункове напруження (за відрахування всіх втрат) в напружуваній арматурі, розташованій в стиснутій зоні.

У РОЗДІЛІ 4 „СТАЛЕВІ КОНСТРУКЦІЇ"

А – площа перерізу брутто;

Abn – площа перерізу болта нетто;

Аn – площа перерізу нетто;

Af – площа перерізу полиці (поясу);

Aw – площа перерізу стінки;

Awf – площа перерізу металу кутникового шва;

Awz – площа перерізу металу на межі сплавки;

Е – модуль пружності;

F – сила;

G – модуль зсуву;

Is – момент інерції перерізу ребра;

Isl – момент інерції перерізу поздовжнього ребра;

It – момент інерції кручення балки;

ІХ, Іу – моменти інерції перерізу брутто відносно осей відповідно х-х і у-у; тут і далі вісь х-х – горизонтальна, вісь у-y – вертикальна;

Ixn, Iyn – так само, перерізу нетто;

М – момент, згинальний момент;

Мсr – критичний згинальний момент у межах розрахункової довжини стиснутого поясу балки, що визначається за теорією тонкостінних пружних стержнів для заданих умов закріплення і навантаження балки;

Мх, My – моменти відносно осей відповідно х-х і у-у;

N – поздовжня сила;

Ncr – критична нормальна сила, що визначається за теорією тонкостінних пружних стержнів для заданих умов закріплення і навантаження елементів;

Q – поперечна сила, сила зсуву;

Qfic – умовна поперечна сила для з’єднаних елементів;

Qs – умовна поперечна сила, що припадає на систему планок, розташованих в одній площині;

Rba – розрахунковий опір розтяганню фундаментних (анкерних) болтів;

Rbh – розрахунковий опір розтяганню високоміцних болтів;

Rbp – розрахунковий опір зминанню болтових з'єднань;

Rbs – розрахунковий опір болтів зрізу;

Rbt – розрахунковий опір болтів розтяганню;

Rbun – нормативний опір сталі болтів, прийнятий рівним тимчасовому опору σb за державними стандартами і технічними умовами на болти;

Rсd – розрахунковий опір діаметральному стиску котків (при вільному дотиканні в конструкціях з обмеженою рухомістю);

Rdh – розрахунковий опір розтяганню високоміцного дроту або каната;

Rlp – розрахунковий опір місцевому зминанню в циліндричних шарнірах (цапфах) при щільному дотиканні;

Rp – розрахунковий опір сталі зминанню торцевої поверхні (в стані пригонки);

Rs – розрахунковий опір сталі зсуву;

Rth – розрахунковий опір сталі розтяганню в напрямку товщини прокату;

Ru – розрахунковий опір сталі розтяганню, стиску, згину за тимчасовим опором;

Run – тимчасовий опір сталі розриву, що дорівнює мінімальному значенню аь за державними стандартами і технічними умовами на сталь;

Rwf – розрахунковий опір кутових швів зрізу (умовному) металу шва;

Rwu – розрахунковий опір стикових зварних з'єднань стиску, розтягненню, згину за тимчасовим опором;

Rwun – нормативний опір металу шва за тимчасовим опором;

Rws – розрахунковий опір стикових зварних з'єднань зсуву;

Rwy – розрахунковий опір стикових зварних з'єднань стисканню, розтяганню і згину на границі текучості;

Rwz – розрахунковий опір кутникових швів зрізу (умовному) металу на межі сплавки;

Ry – розрахунковий опір сталі розтяганню, стиску, вигину на границі текучості;

Ryn – границя текучості сталі, що дорівнює величини границі текучості Т за державними стандартами і технічними умовами на сталь;

S – статичний момент зсувної частини перерізу брутто відносно нейтральної осі;

Wx, Wy – мінімальні моменти опору перерізу брутто відносно осей відповідно х-х і у-у;

Wхп, Wуп – мінімальні моменти опору перерізу нетто відносно осей відповідно х-х і у-у;

b – ширина;

bef – розрахункова ширина;

bf- – ширина полиці (поясу); bh – ширина виступної частини ребра, звису;

е – ексцентриситет сили;

erel – відносний ексцентриситет (erel = еА/Wc);

eef – приведений відносний ексцентриситет (eef = erel );

h – висота;

hw –розрахункова висота стінки (відстань між осями поясів);

і – радіус інерції перерізу;

imin – найменший радіус інерції перерізу;

іх, іу – радіуси інерції перерізу відносно осей відповідно х-х і у-у.

kf – катет кутникового шва;

l – довжина, прогон;

lс – довжина розпірки;

Id – довжина розкосу;

lef– розрахункова, умовна довжина;

lm – довжина панелі (відстань між вузлами решітчастої конструкції);

ls – довжина планки;

lw, – довжина зварного шва;

lх, lу – розрахункові довжини елемента в площинах, перпендикулярних до осей відповідно х-х і у-у;

m – коефіцієнт умов роботи;

тb – коефіцієнт умов роботи з'єднання;

r – радіус;

t – товщина;

tf – товщина полиці (поясу);

tw – товщина стінки;

f, z – коефіцієнти для розрахунку кутникового шва відповідно металу шва і металу на границі сплавки;

n – коефіцієнт надійності за призначенням;

т – коефіцієнт надійності матеріалу;

u – коефіцієнт надійності в розрахунках за тимчасовим опором;

 – коефіцієнт впливу форми перерізу;

 – гнучкість ( = lеf/i);

х,у – розрахункові гнучкості елемента в площинах, перпендикулярних відповідно до осей х-х і у-у;

v – коефіцієнт поперечної деформації сталі (Пуассона);

х,у – нормальні напруження, паралельні осям відповідно х-х і у-у;

ху – дотичне напруження;

 – коефіцієнт поздовжнього згину.

У РОЗДІЛІ 5

„СТАЛЕЗАЛІЗОБЕТОННІ КОНСТРУКЦІЇ" ni – коефіцієнт приведення і-го матеріалу перерізу;

Еі, Eij – модуль пружності i-го матеріалу перерізу із зазначенням j-го виду арматури;

Ii, Iij – момент інерції перерізу або його частин із зазначенням його належності до j-го розрахунку;

Wij – момент óпору і-ї фібри j-ї частини перерізу;

AI, AIJ – площа перерізу або його елементів;

zij – відстань i-го елемента перерізу до j-го центра тяжіння;

b, bi – ширина елемента або його i-ї частини;

ti, tij – товщина i-го елемента перерізу із зазначенням місця розташування j;

tn,.max, tmax – експлуатаційна і розрахункова максимальна різниця температур;

М, MI, Mij – згинальний момент i-ї стадії роботи для j-го розрахункового випадку;

N, Ni, NIj – нормальна сила від зовнішньої дії або заміни i-ї частини перерізу із зазначенням j-го напруженого стану матеріалів, що складають замінювану частину;

Sі, Sij – зсувне зусилля, що виникає від i-го виду зусилля або дії, із зазначенням місця розташування j (в окремих випадках із зазначенням i-го виду розрахунку);

sij – інтенсивність зсувних зусиль на і-й ділянці прогонової будівлі від j-го зусилля;

Ri– розрахунковий опір i-го матеріалу перерізу;

Rbt – розрахунковий опір бетону осьовому розтяганню;

Rbt.ser – розрахунковий опір бетону осьовому розтяганню при розрахунку попередньо напружених елементів на утворення тріщин;

I, il, ij – напруження в i-му матеріалі перерізу із зазначенням самоврівноважених напружень по перерізу і або розташування фібри, що перевіряється, j;

εi, εif – деформації і-го матеріалу перерізу або від і-го дії із зазначенням і-го розташування перерізу;

р – характеристика циклу;

і, – поправочні коефіцієнти до діючого зусилля;

k – поправочний коефіцієнт до величини деформації бетону;

сr – коефіцієнт, що враховує роботу бетону за наявності тріщин;

т, ті – коефіцієнт умов роботи і-го матеріалу або елемента перерізу;

Рі – характерні точки перерізу.

У РОЗДІЛІ 6 „ДЕРЕВ’ЯННІ КОНСТРУКЦІЇ"

Nd – розрахункове значення осьового зусилля;

Md – розрахункове значення згинального моменту;

Qd – розрахункове значення поперечної сили;

Ndd – розрахункове значення несучої здатності вклеєного штиря на висмикування або продавлювання.

Розрахункові опори деревини

Rdb – при згині;

Rdt – розтягуванню уздовж волокон;

Rds – стиску уздовж волокон;

Rdc – так само, у клеєних конструкціях;

Rdqs – зминанню вздовж волокон;

Rdq – стиску і зминанню всієї поверхні поперек волокон;

Rdcq – так само, у клеєних конструкціях;

Rdqp – місцевому зминанню поперек волокон;

Rdqa – так само, на частині довжини елемента;

Rdab – сколюванню вздовж волокон при згині;

Rdam – сколюванню (безпосередньому) вздовж волокон;

Rdsm – сколюванню поперек волокон;

Rqά – зминанню і сколюванню під кутом  до напрямку волокон;

Rdaf – сколюванню по клейових швах уздовж волокон при згині;

Rdaf – сколюванню по клейовому шву уздовж волокон у клеєштирьових з'єднаннях;

Rdaf – сколюванню по клейовому шву в клеєштирьових з'єднаннях при вклеюванні штирів під кутом  до напрямку волокон;

РОЗРАХУНКОВІ ПЛОЩІ

Abr – поперечного перерізу брутто;

Ant – поперечного перерізу нетто;

Аd – поперечного перерізу при перевірці на стійкість;

Аа – сколювання;

Аq – зминання.

ІНШІ ХАРАКТЕРИСТИКИ

Sbr – статичний момент брутто частини перерізу відносно нейтральної осі;

Wnt – момент óпору послабленого перерізу;

Іх, Іу – моменти інерції перерізу нетто відносно осей відповідно х-х і у-у;

х,у – відстані від головних осей відповідно х-х і у-у до найбільш віддалених точок перерізу;

l – розрахунковий прогон плити;

l – теоретична довжина палі;

l – довжина шпонки;

lа – відстань між в'язями віток у складених елементах;

lа – довжина колодки в складених елементах;

lс – розрахункова довжина елемента при перевірці стійкості;

ls – довжина площі зминання деревини уздовж волокон;

ld – розрахункова довжина сколювання у з'єднаннях на колодках;

ll – довжина заглиблення скріпа;

а – розмір ската колеса або гусениці в напрямку поперек дороги;

а – відстань між колодками у просвіт;

а – глибина врізування;

b – ширина балки;

b – повна ширина перерізу складеного елемента;

z – плече сил, що сколюють колодку;

d – діаметр;

dl – діаметр отвору під штир;

 – зазор при збиванні колод;

 – товщина однієї дошки; t – товщина найтоншого із з'єднуваних елементів; t1 – товщина середніх з'єднуваних елементів; t2 – товщина крайніх з'єднуваних елементів; t – товщина дорожнього покриття;  – гнучкість елемента; а – гнучкість вітки складеного елемента; z – приведена гнучкість складеного елемента; n – число зрізів у початковому з'єднанні; nq – число зрізів в’язів в одному шві; nf – число швів між вітками елементів; т – коефіцієнт умови роботи; mq – так само, на зминання поперек волокон; та – так само, на сколювання вздовж волокон;  – коефіцієнт поздовжнього згину; z – коефіцієнт приведення гнучкості;  – коефіцієнт піддатливості з'єднання;  – коефіцієнт, що враховує вплив на стійкість додаткового моменту від нормальної сили.

У РОЗДІЛІ 7 „ОСНОВИ І ФУНДАМЕНТИ"

Характеристика ґрунтів е – коефіцієнт пористості; IL – показник плинності; Ір – число пластичності;  – питома вага;  – кут внутрішнього тертя; Rc – границя міцності при осьовому стиску зразків скельних ґрунтів; RNC – границя міцності при осьовому стиску зразків глинистого ґрунту природної вологості. Навантаження, тиск, опір F – сила, розрахункове значення сили; М – момент сил; N – сила, нормальна до підошви фундаменту; Р, Ртах – середній і максимальний тиск підошви фундаменту на ґрунт; R – розрахунковий опір ґрунту; R0 – табличне значення умовного опору ґрунту. Геометричні характеристики b – ширина (менша сторона або діаметр) підошви фундаменту; а – довжина підошви фундаменту; А – площа підошви фундаменту; d – глибина заглиблення фундаменту; dw – глибина води; h – товщина шару ґрунту або висота насипу; е0 – ексцентриситет рівнодійної навантажень відносно центральної осі підошви фундаменту; r – радіус ядра перерізу фундаменту біля його підошви; W – момент опору підошви фундаменту для менш навантаженого ребра; z – відстань від підошви фундаменту. Коефіцієнти g – надійності ґрунту; n – надійності за призначенням споруди; с – умов роботи.