Применение интегральных устоев в косых путепроводах в условиях Вьетнама тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.11, кандидат наук Нгуен Ван Хиен

• Нгуен Ван Хиен
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Нгуен Ван Хиен

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

1. ОБЗОР КОНСТРУКТИВНЫХ РЕШЕНИЙ, ОСОБЕННОСТЕЙ РАБОТЫ И РАСЧЕТА КОСЫХ ПУТЕПРОВОДОВ

1.1. Конструкции косых путепроводов и их устоев

1.2. Ситуация с проектированием и строительством косых путепроводов во Вьетнаме

1.3. Некоторые результаты ранее проведенных исследований работы косых мостовых сооружений с интегральными устоями

1.4. Возможность применении интегральных и полуинтегральных схем для косых путепроводов во Вьетнаме

1.5. Выводы по главе. Постановка целей и задач диссертации

2. ВЫБОР ОБОБЩЕННОЙ РАСЧЕТНОЙ МОДЕЛИ КОСОГО ИНТЕГРАЛЬНОГО ПУТЕПРОВОДА И ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ

2.1. Анализ наиболее часто применяемых в практике Вьетнама конструкций путепроводов с железобетонными пролетными строениями

2.1.1. Общие сведения

2.1.2. Применяемые системы и конструкции железобетонных путепроводов во Вьетнаме

2.2. Обоснование выбора обобщенной модели интегрального косого путепровода с железобетонным пролетным строением

2.2.1. Общие сведения

2.2.2. Моделирование конструкции путепровода

2.2.3. Моделирование взаимодействия между конструкцией устоя и грунтом насыпи подхода

2.2.4. Представление нагрузок и воздействий по нормам Вьетнама

2.2.5. Обобщенная конструкция косого интегрального путепровода

2.3. Виды программных комплексов для исследования железобетонных мостовых конструкций и принятый для решения задач диссертации

2.3.1. Программный комплекс SAP2000

2.3.2. Программный комплекс Midas Civil

2.3.3. Программный комплекс RM

2.4. Выводы по главе

3. ВЛИЯНИЕ КОСИНЫ ПУТЕПРОВОДОВ НА РАБОТУ ИНТЕГРАЛЬНЫХ УСТОЕВ

3.1. Влияние косины однопролетного путепровода на перемещения его интегральных устоев

3.1.1. Расчетная модель и ее загружения

3.1.2. Анализ результатов расчетов

3.2. Влияние свай на работу интегрального устоя косого пролетного строения

3.2.1. Исходные данные и допущения

3.2.2. Анализ полученных результатов

3.3. Выводы по главе

4. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ КОСЫХ ОДНОПРОЛЕТНЫХ ПУТЕПРОВОДОВ С ИНТЕГРАЛЬНЫМИ И

ПОЛУИНТЕГРАЛЬНЫМИ УСТОЯМИ

4.1. Сравнение работы косых однопролетных путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями

4.1.1. Исходные данные и допущения

4.1.2. Анализ полученных результатов

4.2. Учет особенностей работы грунта насыпи подхода на поведение косых путепроводов с интегральными устоями

4.2.1. Общие положения и допущения

4.2.2. Анализ результатов перемещений интегрального устоя под действием активного и пассивного давлений грунта насыпи

4.2.3. Влияние утолщения верха свай интегральных устоев на его перемещения

4.2.4. Особенности работы интегрального устоя в типичных геологических условиях

4.3. Выводы по главе

5. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ ИНТЕГРАЛЬНЫХ УСТОЕВ КОСЫХ ПУТЕПРОВОДОВ НА ИХ ПОВЕДЕНИЕ ПОД НАГРУЗКАМИ

5.1. Влияние учета в расчетной модели элементов устоя и переходной плиты

5.2. Особенности работы неразрезных и температурно-неразрезных косых путепроводов с интегральными устоями

5.3. Проверка полученных результатов по данным зарубежных исследований

5.4. Выводы по главе

6. ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО КОНСТРУКЦИИ ИНТЕГРАЛЬНЫХ УСТОЕВ ДЛЯ КОСЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПУТЕПРОВОДОВ И ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЕ

6.1. Предложения по конструкции объединения пролетного строения с телом интегрального устоя и переходной плитой

6.2. Экономическая эффективность применения интегральных устоев в путепроводах

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ВВЕДЕНИЕ

Косые путепроводы не являются редкостью и достаточно часто их возводят на пересечении с автомобильными, железными дорогами и городскими улицами. Характерны такие транспортные сооружения и для Вьетнама, и с каждым годом их строительство возрастает. Как и для многих стран во Вьетнаме существуют проблемы с ровностью въезда на путепроводы, вызванные просадками грунта насыпи подхода. Другой не менее важной является проблема снижения эксплуатационных затрат на содержание транспортных сооружений, включая путепрооводы. Как показывает опыт других стран и результаты проведенных в последние годы иследований в МАДИ указанные проблемы в основном снимаются при использовании интегральных и полуинтегральных устоев в однопролетных мостовых сооружениях, т.е при малых пролетах, которые характерны для путепроводов.

Работа косых пролетных строений отличается от поведения под нагрузками и воздействиями прямых в плане мостовых соружений и путепроводов, в частности. Это отличие характерно и для путепроводов с интегральными устоями. В нормативной литературе разных стран пока нет четких указаний о целесообразности применения интегральных устоев в косых путепроводах и при каких углах косины их применение дает положительный эффект в части снижения просадок и обеспечении ровност при въезде на путепроводы с косыпи пролетными строениями. Отсутствуют и исследования работы свай интегральных устоев косых путепроводов, конструкции самих интегральных устоев под нагрузками, что сдерживает их активное проектирование и строиельство.

Настоящая диссертация посвящена исследованиям работы косых путепроводов с железобетонными ребристыми пролетными строениями и с

интегральными устоями на базе действующей во Вьетнаме нормативной литературы.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Применение интегральных устоев в косых путепроводах в условиях Вьетнама»

Актуальность темы диссертации

Во Вьетнаме, особенно в крупных городах, часто бывает необходимым проектирование и строительство косых путепроводов, что обусловлено сложными топографическими условиями, где пересекаются дороги. Косых путепроводов малой или средней длины во Вьетнаме достаточно много, но они имеют серьезные недостатки: большой расход материалов, малые сроки эксплуатации до ремонтов, отсутствие ровности при въезде на них.

В путепроводах с интегральными устоями пролетные строения и опоры связаны агрессивно между собой и оформляют единственную систему без сложных деформационных швов и опорных частей. У таких конструкций имеются неоспоримые преимущества и результаты настоящих исследований должны помочь их внедрению в практику строительства во Вьетнаме.

Учитывая отсутствия в нориах Вьетнама и других стран указаний по проектированию косых путепроводов с интегральными устоями, тема настящей диссертации представляется актуальной

Цель исследования

Целью диссертационной работы является разработка рекомендаций по применению в условиях Вьетнама интегральных устоев в косых путепроводах с железобетонными пролетными строениями, базирующиеся на исследованиях поведения путепроводов под нагрузками и воздействиями.

Объект исследования

Объект исследования являются интегральные устои косых путепроводов с различной косиной и железобетонными ребристыми пролетными строениями с пролетами до 30 м. Особенности рабоы

интегральных устоев путепроволов выявляются под временными подвижными нагрузками, давлением грунта насыпи подхода, температурными воздействиями принятыми нормами Вьетнама. При этом для сравнения учтено действие вертикальной подвижной нагрузки A14, принятой в нормах России.

Методика исследования

В диссертации автор использует программный комплекс MIDAS CIVIL для моделирования конструкции косых железобетонных путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями на основе метода конечных элементов с полными функциями.

Задачи исследования

Для достижения поставленной цели требовалось решить ниже перечисленные задачи исследований:

• провести анализ требований по проектированию косых путепроводов во Вьетнаме;

• провести анализ наиболее часто применяемых железобетонных конструкций путепроводов в практике Вьетнама и выбрать обобщенную конструкуцию косого путепровода;

• разработать конечно - элементную модель однопролетного косого путепровода с интегральными и полуинтегральными устоями с учетом взаимодействия грунтов насыпи с телом устоя и сваями;

• провести исследования по влиянию угла косины, параметров пролетного строения, тела интегрального устоя и свай при невыгодных сочетаниях нагрузок и температурных воздействий на деформации, усилия и напряжения в теле интегральых устоев и сваях;

• определить область применения интегральных и полуинтегральных устоев в косых путепрооводах с железобетонными пролетными строениями.

• оценить влияние перехода активного давления грунта в пасивную фазу на работу интегральных устоев косых путепроводов.

• разработать рекомендации по проектирования железобетонных косых однопролетных путепроводов с интегральными устоями для условий Вьетнама для использования при реальном поектировнии и в учебном процессе.

Научная новизна работы

• Выявлены преимущества косых путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями и обоснована область их применения во Вьетнаме.

• Разработаны пространственные расчетные модели однопролетного и двухпролетных косых путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями и сборными железобетонными пролетными строениями, ориентированные на реализацию метода конечных элементов. В качестве базового инструмента исследования принят программный комплекс MIDAS CIVIL, эффективно применяемый в проектных и научных организациях Вьетнама.

• Выявлено влияние давления активного или пассивного грунта насыпи на работу интегральных устоев косых путепроводов и представлен учет перехода активного давления в пассивное при оценке деформированного состояния интегральных устоев.

• Выявлено влияние косины на работу интегрального или полуинтегрального устоев путепроводов.

• Выявлено воздействие постоянных и временных подвижных нагрузок, а также сезонных температурных перепадов, свойственных для Вьетнама на внутрение усилия и линейные перемещения устоев косых путепроводов и стальных свай различного профиля.

• Разработаны рекомендации по проектированию железобетонных однопролетных косых путепроводов с интегральными устоями для применения в условиях Вьетнама.

Практическая ценность

• Результаты проведенных исследований дают полную картину напряженно-деформированного состояния устоев и свай, позволяющую точно оценить их работу в составе косых путепроводов под действием невыгодных сочетаний нагрузок.

• Полученные автором результаты исследований могут быть использованы в условиях Вьетнама при проектировании и строительстве косых железобетонных путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями и быть основой для совершенствования нормативной базы Вьетнама.

Апробация работы и публикации

Апробация работы. Основные результаты работы доложены и одобрены на 75-й и 76-й научно-методических и научно-исследовательских конференциях (г. Москва, МАДИ, 2017-2018 гг.).

Публикации. Основные результаты, полученные в диссертации, опубликованы в 4 статьях в журналах, рекомендованных ВАК Российской Федерации, а именно:

1. Нгуен Ван Хиен, Попов В.И. Влияние свай на работу интегрального устоя косого пролетного строения. Журнал «Наука и техника в дорожной отрасли», вып. 04.2017. 14-18 с.

2. Нгуен Ван Хиен, Попов В.И., Фам Туан Тхань, Нгуен Мань Ха. Анализ поведения однопролетных путепроводов с интегральными устоями. Журнал «Дороги и мосты», вып. 38/2 - 2017. 233-246 с.

3. Нгуен Ван Хиен, Попов В.И. Сравнение работы косых однопролетных путепроводов с интегральными и полуинтегральными устоями. Журнал «Дороги и мосты», вып. 39/1 - 2018. 232-241 с.

4. Нгуен Ван Хиен Попов В.И. Учет особенностей давления грунта насыпи на работу интегральных устоев косых путепроводов. Журнал «Наука и техника в дорожной отрасли», вып. 04.2018. 18-21 с.

Объём и структура работы

Диссертация содержит введение, шесть глав и общие выводы; состояит из 166 страниц машинописного текста, 111 рисунков, 42 таблиц и списка литературы из 117 наименований.

1. ОБЗОР КОНСТРУКТИВНЫХ РЕШЕНИЙ, ОСОБЕННОСТЕЙ РАБОТЫ И РАСЧЕТА КОСЫХ ПУТЕПРОВОДОВ

1.1. Конструкции косых путепроводов и их устоев

Косые мосты и путепроводы обычно строят на главных дорогах или через реки с учетом объективных условий топографии и окружающей среды.. В настоящее время сохраняется необходимость в проектировании и строительстве косых путепроводов в больших городах. Если пересечение между рекой или дорогой с путепроводом не перпендикулярно, то требуется проектировать и строить косой мост или путепровод. В ряде случаях косые путепроводы положительно влияют на соответствующие требования по обеспечению скорости и безопасности движения автомобилей, охране окружающей среды и т.п.

В мире построено немало косых мостовых сооружений, в том числе путепроводов над автомобильными и железными дорогами. Ниже приведены примеры некоторых таких сооружений, а именно:

• Железнодорожный косой путепровод через А4180 West End Road в

Англии. (рис. 1.1) [88].

Рис. 1.1. Косой железнодорожный путепровод в Англия Путепровод двухпролетный, неразрезной системы с углом косины 30о, построен в 1906 году. Устои путепровода - классические.

• Путепровод Hyde в Англии (рис. 1.2) [68].

Рис. 1.2. Путепровод Hyde в Англии

Это путепровод был построен в 1959 году. У этого путепровода есть 2 пролёта длиной 38.4м, 2 полосы движения шириной 7,3м и 2 тротуара с шириной каждого тротуара 1,8м. Косой угол равен 13°. Путепровод имеет железобетонную конструкцию с напрягаемой арматурой и классическим устоями.

• Hightway 125, Cape Breton County, Канада (рис. 1.3) [65].

Рис. 1.3. Путепровод в Канаде с интегральными устоями

Это путепровод был построен в 2011 году. У этого путепровода только один пролет с длиной 35,5м, косой угол равен 12°. Это путепровод с интегральными устоями и с Н- образными стальными сваями. • Гореловский путепровод, Санкт - Петербург, Россия [4]

Рис. 1.4. Гореловский путепровод

Это путепровод был построен в 1949 году по проекту инженера Ленинградской конторы Союздорпроекта Павлушкова. Он состоит из 3 пролетов балочно - неразрезной системы из монолитного железобетона. Пролетное строение выполнено из железобетонных двутовровых балок переменной высоты. Устои возведены на бутобетонном фундаменте на естественном основании. Длина путепровода - 77,9 м, ширина 13,5 м. Путепровод имеет 4 полосы. Угол косины равен 30°30'.

• Calaveras County, California Bridges: State Route 12 Bridge across Haupt Creek [103]

Это путепровод был построен в 1993. Его длина составляет 32,6 м, ширина проезжей части 16,9 м. Он имеет только один пролет. Пролетное строение выполнено из предварительно - напряженных железобетонных балок. Косина составляет 13° (рис. 1.5).

Рис. 1.5. Calaveras County, California Bridges в Америке

Работа косых пролетных строений отличается от работы прямых в плане сооружений. В тупом углу косых пролетных строений создаются значительные по величине изгибающие моменты. Косина влияет и на работу устоев, т.к. возникающие поперечные перемещения пролетного строения ведут к усложнению работы устоев [75,94,99].

На практике устои косых путепроводов и других мостовых сооружений проектируют также, как и для прямых конструкций. При пролетах до 12-15 м устои могут быть простейшими- лежневыми (рис.1.6, а). При больших пролетах устои выполняют обсыпными или необсыпными различной конструкции [109].

Путепроводы, расположенные в городе, обычно проектируют с необсыпными устоями, представляющими собой подпорную стену с обратными крыльями (рис.1.6, б) [20]. За пределами городов на автомобильных дорогах устои обычно снабжают обсыпными устоями: массивными, козловыми, безростверковыми, с раздельными функциями (рис.1.6, в-е) [18,109].

Подобные конструкции широко применяют как в практике Вьетнама, так и во всем мире.

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рис. 1.6. Конструкции классических устоев: а - лежневый; б - массивный необсыпной; в - обсыпной; г - козловый; д - безростверковый; е - с

раздельными функциями

На рис. 1.6, а показан простейший лежневый устой. Это самый простой устой, применяемый для путепроводов с малыми пролетами. Этот тип устоя применяется для путепроводов с малыми пролетами, с низкой насыпью. Устой применяется при надежных основаниях. Для сопряжения с насыпью подходов на шкафную часть опирают железобетонные переходные плиты [16].

На рис. 1.6, б показан необсыпный массивный устой. Необсыпные массивные устои в косых путепроводах применяли во Вьетнаме ранее, в 5080 годах прошлого века. Их применяли преимущественно в городских условиях, часто в сочетании с продольными подпорными стенками, ограничивающими размеры насыпи в плане. Этот устой применяется для насыпи с высотой 4 - 10 м. В таком устое обратные стенки помогают находиться грунту между стенками в устойчивом состоянии. Данный тип устоя снабжают переходными плитами. Массивные устои для косых путепроводов в настоящее время применяют в условиях Вьетнама редко из-за большого расхода материалов. В настоящее время, во Вьетнаме обычно применяются обсыпные железобетонные устои, потому что они экономичнее, чем необсыпные массивные устои [20,109].

Наиболее распространенными являются облегченные обсыпные железобетонные устои (рис. 1.6, в). Такие устои позволяют использовать наиболее эффективные технические решения в виде стен и стоек для тела опоры. Недостатком обсыпных устоев является увеличение длины путепровода на перекрываемую пролетными строениями часть конуса. Количество промежутков между стенками зависят от ширины моста и высоты устоя. На рис. 1.6, в показан пример обсыпного устоя с высотой насыпи 10 м. Тело устоя состоит из 5 тонких стенок толщиной 35 см, расположенных с промежутком 2,25 м между собой [18].

В российской и вьетнамской практике для пролетов до 40 м и более применят обсыпные устои козлового типа (рис. 1.6, г). Это железобетонный

(свайный или стоечный) устой с двумя или более рядами свай или стоек по фасаду, один из которых имеет наклон в продольном направлении моста. В качестве элементов тела устоя и оснований в практике России часто используют призматические железобетонные сваи сечением 35 х 35 см и длиной 12 м и более. Поперек моста обычно сваи располагают в два ряда. Внешний ряд свай делают наклонным. На участке сопряжения насыпи и пролетного строения применяют железобетонные переходные плиты размером 8000 х 980 х 400 мм. В практике Вьетнама также используют как призматические, так и круглого сечения сваи [15].

Современным и эффективным решением является конструкция устоя без ростверка на сваях - оболочках (рис 1.6, д). Они хорошо зарекомендовали себя в плотных трудно разрабатываемых грунтах (песчано-гравийных, крупнообломочных). В конструкциях опор чаще всего используют цилиндрические железобетонные столбы круглого сплошного сечения диаметром 0,8-1,0 м или прямоугольного сечения 0,5 х 0,7 м [21].

В российской практике в последние годы нашли применение устоя с так называемыми раздельными функциями (рис.1.6,е). Конструкуция состоит из отдельно стоящей подпорной стены, за которой устраивается армогрунтовая насыпь, и близко распложенной к подпорной стене опоры. Давление грунта воспринимается подпорной стеной, а опора работает в этом случае как промежуточная.

Все перечисленные выше конструкции устоев путепроводов, как правило, имею переходные плиты для улучшения условий въезда на путепровод. Как показала многолетняя практика применения переходных плит, в том числе на косых путепроводах, из-за ряда объективных и субъективных факторов, при въезде на путепровод возникают просадки грунта и образуется неровность, ухудшающая условия въезда на путепровод.

1.2. Ситуация с проектированием и строительством косых путепроводов

во Вьетнаме

Во многих странах построены косые путепроводы с пролетными строениями из разных материалов: стали, железобетона, сталежелезобетона.

По действующим во Вьетнаме нормам 22-ТСК 18-79 [116] основными условиями проектирования косых путепроводов являются:

0 если длина путепровода меньше 100м, то ось его должна совпадать

с осью дороги, на которой он расположен; 0 если того требуют геологические условия и топографии местности.

Во Вьетнаме достаточно мест, условия которых требуют проектирование и строительство косых путепроводов и это, прежде всего, города. Примером может служить путепровод, представленный на рис.1.7 [110].

Рис. 1.7. Путепровод Као ток Шай Гон

Этот путепровод был построен в г. Хо Ши Мине в 2009 году. На нем 4 полосы движения с допустимой максимальной скоростью 80 км/ч. У него коробчатые балки, неразрезное железобетонное пролетное строение с

напрягаемой арматурой. Его длина 4 км с габаритом проезда 15м (2х7,5м). Для соединения с магистральным шоссе РЬ51 путепровод был построен косым, чтобы обеспечить движение транспорта без ликвидации много зданий.

Другим характерным примером может служить косой путепровод в составе транспортной развязки Винь Туй (рис.1.8) [108].

Рис. 1.8. Путепровод в составе развязки Винь Туй

Строительство этой развязки было начато в г. Ханое в 2005 году и закончено в 2010 году. Пролетные строения - коробчатые балки, по схеме -неразрезное железобетонное пролетное строение с напрягаемой арматурой. Его длина приблизительно 1760 м с габаритом проезда 38м под 8 полос движения.

Ниже показан путепровод Вань Дай 3 Кхуат Зуй Тиен в городе Ханоя (рис. 1.9) [111].

Этот железобетонный путепровод был построен в городе Ханое в 2012 году под 4 полосы движения. Путепровод имеет коробчатые неразрезные балки с напрягаемой арматурой. Габарит проезда 15 м (2 х 7,5 м).

Рис. 1.9. Путепровод Вань Дай 3 Кхуат Зуй Тиен

Еще одним примером служит путепровод Бинь Лой 2 со стальными арками (рис. 1.10) [107].

Рис. 1.10. Путепровод Бинь Лой 2

Это косой металлический путепровод находится на самом важном шоссе в городе Хо Ши Мине, которое соединяет центр города с дорогами Тан Шон Ньят, Бинь Лой, проходящими по 4 районам: Тан Бинь, Го Вап, Бинь

Тхань и Тху Дык. Это путепровод был построен в 2013 году. Его длина 975 м, на нем обеспечено 4 полосы движения с шириной 3,75 м.

В таких крупных городах, как Хо Ши Мин и Ханой, как в рамках транспортных многоуровневых развязок, так и отдельно имеется значительное количество косых путепроводов, как современной конструкции, так и устаревших, построенных в 50 -е года прошлого столетия и позднее.

До настоящего времени во Вьетнаме не построено ни одного мостового сооружения с интегральными устоями, в том числе и косых в плане. Имеются отдельные результаты исследований, проведенные проф. Нгуен Фук Чи при вариантном проектировании малого моста [112].

Проектирование косых путепроводов в современном Вьетнаме проводится с использование программных комплексов и, прежде всего, MIDAS, который нашел широкое применение в проектных, научно-исследовательских и учебных института. Данный программный комплекс позволяет проводить расчетные исследования работы косых путепроводов с различными устоями, включая интегральные [83].

Кроме того, несколько программных комплексов обычно используются для проектирования косых путепроводов, это, например, SAP2000, RM и др. и их возможности приведены в п. 2.3.

1.3. Некоторые результаты ранее проведенных исследований работы косых мостовых сооружений с интегральными устоями

Косым углом является угол, образованный продольной осью путепровода и его торцевой стороной. Обычно при расчетах косиной пренебрегают при косине примерно до 10о. При большей косине влиянием косины пренебрегать нельзя из-за получения неверных результатов. Следует отметить, что, например, в Америке по статистике 2/3 эксплуатируемых мостовых сооружений имеют косину в плане. [59,71]

Применение МКЭ при расчете сложных конструкций, какими являются и косые путепроводы, позволяет сделать пространственный расчет при любых практически граничных условиях. Например, в ряде зарубежных публикаций на базе американских норм АЛБИТО было исследовано и оценено влияние нагрузок, действующих на устой, опоры, балки косых путепровода при различной косине пролетных строений [7,9,10].

В нормах АЛБИТО применяется временная нагрузка ИЬ-93 [50,51,52] (рис. 1.11). Эта же нагрузка используется в действующих нормах Вьетнама и далее использована в рамках настоящих исследований.

Рис. 1.11. Нагрузка HL-93

Для получения невыгоднейших загружений косых путепроводов этой нагрузкой ее располагают, как это показано на рис. 1.12.Таким образом, при косой конструкции ось и даже часть осей выходит за пределы пролетного строения. Интересные с инженерной точки зрения исследования с однопролетными косыми путепроводами с интегральными устоями провели в Турции [85].

Расчетами по МКЭ было показано, что для определения внутренних усилий в балках косого пролетного строения нагрузка ИЬ-93 должна располагаться по косому направлению, как это показано на рис. 1.12 [13,47].

Рис. 1.12. Расположение нагрузки HL-93 на прямом и косых путепроводах

i

Mjj

■ Mil

_

-1 - —

-1 4---

О ОЯ5 O.l 5.15 O.J 0.15 О.Э D.35 O.J 0.45 0.5

Рис. 1.13. Изменение изгибающих моментов в балках и теле устоя

Таблица 1.1

x/W Изгибающий момент в середине пролетного строения, Mg ,кН м Изгибающий момент в теле интегрального устоя на уровне низа балок, Ма,кН м

0,0625 1070,401 163,067

0,1250 1076,159 121,615

0,1875 1061,119 124,902

0,2500 1040,488 119,352

0,3125 1077,664 114,900

0,3750 1076,427 122,192

0,4375 1055,568 159,775

На графиках рис. 1.13 видно, что для косого пролетного строения длиной 30 м и углом косины 30о изгибающий момент в различных балках в середине пролета и теле устоя изменяется незначительно при загружении, как одним грузовиком ИЬ-93, так и двумя. Это наглядно видно также и из табл.1.1. [85]

В табл.1.1. обозначено:

х - расстояние от нижней грани путепровода; W - ширина путепровода.

В теле устоя моменты Ма также изменяются, но концевые участки оказываются более нагруженными.

Авторами работы были сделаны выводы о том, что в косых сооружениях нагрузка ИЬ-93 должны располагаться по направлению косины путепровода чтобы возникали наибольшие внутренние усилия как в балках, так и в теле интегрального устоя. Симметричное параллельное ее расположение дает меньшие результаты.

Международный опыт проектирования косых путепроводов показывает, что в многобалочных путепроводах главные балки располагают параллельно продольной оси путепровода при косом угле меньше 45 градусов. В однопролетных путепроводах главные балки рекомендуют располагать параллельно оси путепровода, но при косине больше 45 градусов или ширине путепровода значительно большой (сравнение с длиной пролета). Главные балки располагают перпендикулярно к устою путепровода

(рис. 1.14) [93].

Vctow

Устой

Косой < 45»

Косой >45°

Рис. 1.14. Расположение главных балок при разных случаях косины

При косом угле меньше чем 25 градусов, поперечные балки в многобалочной конструкции предлагают располагать перпендикулярно главным балкам. Располагать их по косому направлению не имеет особого смысла из-за сложностей технологического порядка и этот вариант обычно не практикуется в мостовых сооружениях с интегральными устоями [53].

В неразрезных системах при косом угле меньше 25° чаще всего на промежуточных опорах устраивают шарнирное опирание (рис. 1.15).

s главные GtuKu шарниры

поперечные балки

Рис. 1.15. Расположение поперечных балок при косине меньше 25°

При косом угле больше 25°, связь между главной балкой и поперечными балками очень важно. Для улучшения воздействия между ними, поперечные балки располагают перпендикулярно к главным балкам. На устое поперечные балки располагают по косому направлению чтобы объединить все главные балки (рис. 1.16) [53]

\ главные балки шарниры

iitu [среч м ы е балки

Рис. 1.16. Расположение поперечных балок при косом угле больше 250

В работах [53,99] приводятся результаты исследования работы косых путепроводов с углами косины 30°, 45°, 60° при длине пролётного строения

12,11м, шириной 7,5м и с постоянной толщиной плиты равной 750мм. (рис. 1.17).

Рис. 1.17. Разбивка на конечные элементы расчетных моделей с разной

косиной

При этом авторы использовали 2 расчетные модели: по МКЭ и методу сеток (конечных разностей). Конструкции в программе STAAD PRO 2007 моделировали так. что размеры сетки по горизонтальной линии были постоянны, а по продольной линии переменны. Проводили сравнение внутренних усилий по указанным методам, которое показало преимущества МКЭ. Были сделаны следующие выводы:

0 при увеличении косого угла изгибающий момент относительно продольной оси уменьшается, а относительно поперечной оси увеличивается, но при углах более 600 картина усилий меняется. 0 крутящий момент растет при увеличении косого угла до 450, а

больше 450 крутящий момент начинается уменьшаться. Приведенные результаты свидетельствуют о том, что работа косых пролетных строений с интегральными устоями существенно отличается от работы прямых в плане пролетных строений и это следует учитывать при проведении исследований, рассматриваемых в настоящей диссертации косых путепроводов с интегральными устоями, по которым недостает сведений о их работе под нагрузками. Тем более мало информации о поведении самих интегральных устоев при различной косине пролетных строений.

1.4. Возможность применении интегральных и полуинтегральных схем

для косых путепроводов во Вьетнаме

По уже построенным и эксплуатируемым мостовым сооружениям с интегральными устоями пока нет полных и обобщенных сведений о их работе во времени и поэтому не можем с большой уверенностью говорить об абсолютных достоинствах косых мостов и путепроводов интегральной системы. Начиная с 70-х годов прошлго века и по настоящее время в ряде стран строят и эксплуатируют мосты и путепроводы малой и средней длины, в которых часто применяют интегральные схемы сооружений. При этом к мостам с интегральными устоями можно отнести рамные конструкции без деформационных швов и опорных частей [24]. В США, напрмер, только в штате Нью-Йорк эксплуатируется около 450 таких мостов. В основном это однопролетные мостовые сооружения длиной до 30 м., а другие мосты и сооружения длиной до 100 м. Мосты интегральной схемы построены в Китае, Японии, Италии, Словении и других странах [76].

Применение интегральных устоев возросло с 1980-х годов. Интегральные устои опираются на глубокие вертикальные свайные фундаменты. Первый мост был построен в штате Айова в 1962 году. Согласно данным КСИЯР (Впаиё 1997), в штате Айова имеются почти 4000 мостов, в которых используются интегральные устои [23].

Прообразом современных интегральных мостов являются ранее возводимые рамные путепроводы из монолитного железобетона. Такие сооружения при однопролетной схеме имели пролеты Ь< 25 м при армировании обычной арматурой и Ь < 60 м - при использовании напрягаемой арматуры. В многопролетных схемах пролеты Ь не превышали 40 м, если применяли предварительное напряжение. Для условий современных дорог и городских улиц указанные величины пролетов также приемлемы [24].

Мосты с интегральными устоями по сравнению с обычными рамными мостами имеют конструкцию устоев, которая улучшает эксплуатационные качества системы. Можно дать следующее определение интегрального устоя: под интегральным устоем понимается конструкция концевой опоры, объединенная с пролетным строением и представляющая собой железобетонную стенку на всю ширину пролетного строения, опирающуюся на стальные гибкие однорядные сваи. При этом переходная железобетонная плита объединяется с телом устоя с помощью арматуры при сохранении зазора между торцами переходной плиты и телом устоя. Затраты на содержание мостов и путепроводов с интегральными устоями ниже, чем мостов балочной и рамной систем. Это в большой степени связано с отсутствием деформационных швов и опорных частей в конструкции [87,89,90].

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Нгуен Ван Хиен, 2019 год

- 1

Рис. 4.7. Перемещения свай в интегральных и полуинтегральных устоях

С изменением косины пролетного строения деформации стальных свай в полуинтегральных устоях, независимо от способа расположения опорных частей изменяются не столь значительно, чем в интегральных устоях. Наибольшие деформации свай в полунтегральных устоях меньше, чем в интегральных устоях и составляют около 60% при косине 45о.

На основании полученных результатов можно сделать следующие выоды:

Полуинтегральные устои типичной конструкции, схожей с устоями балочных путепроволов, целесообразны в косых путепроводах с косиной до 45о. Относительно работы свай полуинтегральные устои не дают преимуществ по сравнению с устоями под балочные пролетные строения. Однако облегчается работы тела устоя на действие давления грунта, т.к. значительная его часть вопринимается стенкой по концам пролетного строения.

Полуинтегральные устои с гибким свайным основанием не имеют существенных преимуществ по сравнениюс с интегральными устоями и могут быть применны при соответствующем обосновании при косине путепроводов не более 30о.

4.2. Учет особенностей работы грунта насыпи подхода на поведение косых путепроводов с интегральными устоями

4.2.1. Общие положения и допущения

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рис. 4.8. Схемы к пониманию работы грунта за интегральным устоем: а-деформации грунта насыпи и основания; б - эпюра активного давления; в -

образование зоны обрушения грунта; г- эпюра пассивного давления; д-расчетная эпюра давления грунта; е - эпюра коэффициентов давления грунта Интегральные устои, состоящие из стенки и гибких стальных свай, существенно отличаются по конструкции и работе с засыпкой по сравнению с работой традиционных подпорных стен и мостов с полностью интегральными устоями. Для последних двух типов конструкций достаточно полно изучен механизм взаимодействия с грунтом засыпки и насыпи. [28]

Как показывают экспериментальные исследования, проведенные за рубежом, под действием передаваемой от пролетного строения усилия тело интегрального устоя воспринимает примерно 74 - 88% величины этого усилия. Сваи воспринимают оставшиеся 12-26% общего усилия. Эти

результаты позволяют говорить о том, что образующаяся призма обрушения за интегральным устоем в основном будет распространяться в пределах высоты тела устоя и частично затрагивать верхнюю область распространения свай. При допущении справедливости теории Кулона плоскость скольжения при активном давлении грунта будет заканчиваться в точке, где эпюра деформации меняет знак (рис.4.8, а). При этом плоскость скольжения образует с вертикальной осью угол 45о - ф/2, где ф - угол внутреннего трения грунта и для песка в рыхлом состоянии равный 30о и в уплотненном состоянии 32о. [79]

При используемых на практике размерах интегральных устоях и принятых в настоящих исследованиях, можно допустить также, что тело устоя является жестким и оно поворачивается относительно вертикальной плоскости как в сторону пролета моста, так и в сторону насыпи. Под действием активного давление грунта тело устоя перемещается в сторону пролета и по плоскости скольжения образующейся призмы обрушения начинают действовать касательные силы т, препятствующие сползанию грунта (см. рис. 4.8, а). Интенсивность активного давления грунта засыпки определяется по известной формуле (рис. 4.8, б):

ра = у* Н*Ь* (45о - ф/2), (4.1)

где у - удельный вес грунта и в случае песка равен 1,8 т/м : Н - высота насыпи подхода; Ь - 1 м в пределах высоты тела устоя и расстояние между осями свай для участка эпюры давления ниже тела устоя.

Из-за дневных и сезонных деформаций пролетного строения совместно с интегральным устоем грунт засыпки уплотняется и переходит в пассивную фазу воздействия на устой. Призма обрушения стремится к созданию выпора и образующиеся по контакту плоскости скольжения касательные усилия противодействуют такому выпору (рис. 4.8, в). В соответствии с классической теорией Кулона эпюра пассивного давления грунта имеет

линейный характер и ее интенсивность на уровне низа насыпи определяется по формуле:

Рр = у* Н*Ь* (45о + ф/2). (4.2)

При более строгом учете механизма давления грунта при деформациях интегрального устоя обрушение грунта происходит по криволинейной поверхности скольжения, т.к. не только верх, но и низ тела устоя перемещаются (см. рис. 4.8, в). Эпюра пассивного давления грунта будет иметь также криволинейную форму как это показано пунктиром на рис. 4.8, г.

Для практических расчетов и наличии жесткой стены можно считать, что эпюра бокового давления сохраняет треугольную форму, меняются ее ординаты от активных до пассивных значений, характеризующихся разными коэффициентами давления ка и кр (рис. 4.8, д). Отмеченное допущение справедливо также в случае гладкой поверхности задней стенки тела устоя. Эпюру коэффициентов давления грунта засыпки можно представить в виде графика, представленного на рис. 4.8, е.

Разные исследователи по-разному предлагают определять коэффициенты давления грунта. Так Соколов А.Д для песчаного грунта с коэффициентом Пуассона V =0,3 коэффициенты активного и пассивного давления грунта принимает равными соответственно [39]:

ка = (450 - ф/2) = 1/3 или приближенно 0,3; (4.3)

кр= (450 + ф/2) = 3,0. (4.4)

Промежуточное положение между величинами коэффициентов давления занимает коэффициент давления покоя, когда стенка устоя находится в неподвижном состоянии. После нескольких циклов перемещений стенки песчаный грунт засыпки за устоем уплотняется, образую уплотненный клин и в верхней его части создается пустое пространство (рис. 4.9).

^ =1

Рис. 4.9. Образование пустот в насыпи за устоем: 1-пустое пространство, 2-

уплтненный клин грунта

Изгибающий момент, создаваемый пассивным давлением, способствует уменьшению изгибающих моментов в узле сопряжения интегрального устоя с пролетным строением от постоянных и временных нагрузок. В этом состоит его положительное воздействие. Хотя переоценивать его значения для всех мостов нельзя.

Наиболее корректно рассматривать давление грунта в виде функции от перемещений стенки устоя. Чем больше эти перемещения, а вернее амплитуда таких перемещений, тем пассивное давление грунта становится больше. Однако на сегодня не существует каких-либо достоверных и простых методов определения отношения между давлением грунта и перемещениями стенок. Имеются различные рекомендации, например, обобщенные в работе Р.Дж.Лока.

Так, есть предложение считать, что коэффициент бокового давления в пределах тела устоя следует определять по формуле:

k* = (d/ 0,05 H)04 kp или: (4.5)

k* = k0 + (d/ 0,03 H)0,6 kp. (4.6)

Таким образом, если учитывать амплитуду перемещений верха интегрального устоя d = 55 мм, что характерно для условий Вьетнама, высоту

насыпи Н = 6 м, к0 =0,3, кр=3, то получаем расчетные коэффициенты давления соответственно 0,46 и 0,66.

В стандарте Великобритании для грунтов с разным углом внутреннего трения даны фиксированные значения коэффициентов пассивного давления фрикционных стенок (табл. 4.2).

Таблица 4.2

Угол Для Для стенки с Для стенки с

внутреннего вертикальной наклоном в наклоном в

трения грунта, ф стенки сторону пролета сторону насыпи

под углом 20о под углом 20о

30о 5 3 7

35о 6 4 12

40о 9 5 20

45о 15 6 37

Если учитывать величину коэффициента пассивного давления для песчаной насыпи (kp=5), то расчетные коэффициенты давления в пределах тела интегрального устоя, определенные по формулам (3.5) и (3.6) будут соответственно равны 0,76 и 0,9.

Для анализа перемещений верха устоя и свай в этом разделе мы рассмотрим вариант косого путепровода с углом косины 30°. При этом рассмотрим влияние принятия различных коэффициентов давления для пассивной фазы работы грунта.

4.2.2. Анализ результатов перемещений интегрального устоя под действием активного и пассивного давлений грунта насыпи

При проведении исследований были приняты два расчетных случая: при учете всех постоянных нагрузок и временной подвижной нагрузки HL® PDF создан с пробной версией pdfFactory Pro www.pdffactory.com

93, а также перепада температур (положительного и отрицательного), что создает наибольшие продольные перемещений верха интегрального устоя.

При этом для создания наибольших перемещений в сторону пролета временная нагрузка располагается на всем пролетном строении и учитывается отрицательный перепад температур (СН1). Для получения наибольших перемещений в сторону насыпи временная нагрузки устанавливается в пределах длины переходной плиты и учитывается положительный перепад температур (СН2) (рис. 4.10, а,б).

Учитывая тот факт, что во Вьетнаме в течение года сохраняется положительная температура и сезонные перепады составляют -11,6о С и + 18,2о С, годовая амплитуда перемещений будет меньше, чем в условиях России. В этой связи для сравнения были рассмотрены 2 случая загружения, но с учетом временной подвижной нагрузки А14 и сезонных перепадов температуры для условий Москвы +35,5о С и - 20,2о С (рис. 4.10, в,г).

Графики изменения средних месячных температур воздуха в Ханое и Москве приведены на рис. 4.11.

В программном комплексе MIDAS изменение коэффициентов давления по высоте устоя принято, исходя из эпюры, представленной на рис.1,е и коэффициенты активного и пассивного давления приняты соответственно так:

ka = 0,3 и kp = 3,0

Принимая во внимание данные табл. 4.2, коэффициент пассивного давления может быть принят равным kp= 5,0 и этот случай был также рассмотрен при определении перемещений тела устоя для сравнения.

Помимо этого, был рассмотрен вариант, когда учитывается только активное давление, которое присутствует весь период в течение 1,5-2 лет после ввода сооружения в эксплуатацию, т. е. в течение до образования уплотненного клина грунта за телом интегрального устоя. При этом

коэффициент активного давления грунта по всей высоте устоя принят равным ка = 0,3.

а)

НЬ-93К

б)

Атах(+) т HL-93K Г

в)

г)

Атах (-)

t°(")

Атах (+) f (+) А-14

А-14

i ilTli i

Рис. 4.10. Загружения путепровода нагрузками: а,б -HL-93K; в,г- А14

IT

Рис. 4.11. Изменение средней температуры по месяцам в Ханое и Москве

Таблица 4.3

Глубина (м) Перемещения 'мм)

pp HL-93K mi HL-93K pa HL-93K pp A-14 mi A-14 pa A-14

3 -1,21 0,16 1,02 -1,58 0,21 1,32

2 -3,62 -2,37 -0,64 -4,71 -3,09 -0,84

1 -7,18 -4,57 -2,28 -9,33 -5,95 -2,97

0 -12,30 -6,46 -3,87 -16,00 -8,40 -5,03

-2 -8,81 -3,49 -1,30 -11,46 -4,53 -1,69

-4 -4,72 -1,32 0,13 -6,13 -1,72 0,16

-6 -1,87 -0,23 0,54 -2,43 -0,30 0,71

-8 -0,44 0,09 0,37 -0,57 0,12 0,48

-10 0,02 0,05 0,07 0,03 0,06 0,09

-12 0,04 0,01 0,00 0,05 0,01 -0,01

-14 0,00 0,00 0,00 0,01 0,00 0,00

-16 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-18 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-20 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Полученные результаты расчетов перемещений относительно продольной оси путепровода приведены в табл. 4.3 и 4.4 и эпюрах рис. 4.12 и 4.13).

Глубина (м) Перемещения (мм)

pp HL- 93K mi HL-93K pa HL-93K pp A-14 mi A-14 pa A-14

3 1,46 -0,19 -1,22 1,89 -0,25 -1,58

2 4,34 2,85 0,77 5,65 3,70 1,00

1 8,62 5,49 2,74 11,20 7,14 3,56

0 14,76 7,75 4,65 19,19 10,07 6,04

-2 10,57 4,18 1.56 13.75 5.44 2.03

-4 5,66 1,58 -0,15 7,36 2,06 -0,20

-6 2,24 0,27 -0,65 2,91 0,35 -0,85

-8 0,52 -0,11 -0,44 0,68 -0,14 -0,57

-10 -0,03 -0,06 -0,09 -0,03 -0,07 -0,11

-12 -0,05 -0,01 0,01 -0,06 -0,02 0,01

-14 0,00 0,00 0,00 -0,01 0,00 0,00

-16 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-18 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-20 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

z

г! 3

ни

ТО

Рис. 4.12. Эпюры перемещений интегрального устоя при действии

отрицательного градиента температур

Перемещен! и (мм)

Рис 4.13. Эпюры перемещений интегрального устоя при действии

положительного градиента температур На эпюрах рис.4.12 и 4.13 приняты следующие обозначения:

—■- по МИДАС (HL-93K);- тоже, но при действии А14;

♦ при кр= 5,0 (HL-93K); -тоже, но при действии А14; 1

при к=0,3 (HL-93K); тоже, но при действии А14. Из полученных результатов видно, что учет только активного давления грунта приводит к ошибке по перемещениям низа устоя на 65% как при положительном, так и отрицательном градиенте температур. В тоже время по верху интегрального устоя эти расхождения доходят до 84% и они меньше при учете изменяющейся по высоте эпюре коэффициентов давления.

Если учитывать коэффициент пассивного давления равным 5, то перемещения верха интегрального устоя будут на 20% больше, чем при учете допущений, принятых в программном комплексе MIDAS.

Для косых путепроводов более важно знать не продольные перемещения, а результирующие Dxy, направленные под углом в продольной

оси. Эти результаты для случая загружения нагрузками ИЬ93К и А14 при учете соответствующих перепадов температуры для Москвы и Ханоя представлены в табл. 4.5. и эпюрах рис. 4.14. При этом ось у направлена перпендикулярно продольно оси путепровода. Направление осей х и у показано на рис. 4.12 и 4.13.

Таблица 4.5

Глубина (м) Результирующие перемещения (мм)

pa tu+ pa tu- HL-93K tu+ HL-93K tu- A-14 tu+ A-14 tu-

3 11,02 10,18 34,44 29,28 41,32 38,06

2 10,47 9,36 33,38 27,92 40,06 36,30

1 10,11 8,70 32,39 26,64 38,87 34,64

0 9,93 8,21 31,45 25,44 37,73 33,08

-2 5,32 4,46 17,37 14,44 20,85 18,77

-4 2,08 1,74 7,28 6,35 8,74 8,25

-6 0,48 0,27 1,84 1,82 2,21 2,37

-8 0,26 0,15 0,11 0,20 0,13 0,25

-10 0,08 0,06 0,17 0,12 0,20 0,16

-12 0,01 0,01 0,03 0,03 0,03 0,03

-14 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-16 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-18 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

-20 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Из представленных эпюр рис. 4.14 перемещений видно, что учет только активной фазы работы грунта насыпи дает результаты в 3 раза меньше, чем при учете действительной работы грунта, при которой активное давление переходит в пассивное с большей интенсивностью.

Величина давления грунта зависит от амплитуды сезонных перемещений и для условий Москвы она будет больше, чем для условий Ханоя. Так, расчеты показали, что при учете средних температур в Москве амплитуда перемещений верха интегрального устоя путепровода пролетом

30 м с косиной 30о составит 79,4 мм, а при тех же параметрах путепровода в Ханое - 63,7мм. Таким образом амплитуда результирующих перемещений верха интегрального устоя для условий Москвы на 25% больше, чем для условий Ханоя.

Рис. 4.14. Эпюры результирующих перемещении Эху косого путепровода На рис.4.14 обозначено:

- "по НЬ-93К (Ти+);-по НЬ-93К (Ш-); — по А-14 (Ш+);

по А-14 (ТЦ-);—ра (Ш+); -и- ра (Ш-) При этом перемещения от действия только активного давления грунта, обозначенные как «ра», учтены одновременно с вертикальной подвижной нагрузкой ИЬ-93К.

При использовании формулы (4.6) расчетные коэффициенты пассивного давления для Москвы и Ханоя составят соответственно 2,1 и 1,9 и таким образом они отличаются примерно на 10%.

Таким образом, использование программного комплекса MIDAS позволяет получить перемещения, когда действует пассивная фаза давления грунта, которая наступает после 1,5-2 лет эксплуатации сооружения и его полная величина достигается после 5 лет эксплуатации, на что указывает Р.Дж.Лок в свой работе [79]. Для работы конструкции важно понимание ее поведение во времени.

Годы

Рис. 4.15. Перемещение верха устоя по времени

На рис. 4.15 показан график изменения осредненных перемещений грунта за стенкой устоя с учетом сезонных изменений температуры для условий Ханоя, полученный при учете перехода активной фазы давления грунта в пассивную с приобретенеием максимальных значений к 5 годам эксплуатации.

В период строительства (участок 0-1) активное давление нарастает и для конкретного случая путепровода с косиной 30о перемещений верха устоя составило 22,5 мм. Далее в течение 2 лет происходит плавный переход от наибольшего активного давления к пассивному и среднее значение годовых амплитуд доходит до 45 мм. Для сравнения укажем, что для аналогичных

косых путепроводов в США получены максимальные значения перемещений верха интегрального устоя около двух дюймов (50,8мм).

4.2.3. Влияние утолщения верха свай интегральных устоев на его

перемещения

лЛ

Рис. 4.16. Конструктивные решение по утолщению верхней части свай: 1-тело устоя; 2 - свая; 3 - утолщение верха свай

Таблица 4.6

Глубина (м) Перемещения при действии нагрузки H L-93 K (мм)

tu+ обе. tu+ tu- обе. tu-

3 34,44 30,30 29,28 25,76

2 33,38 29,38 27,92 24,57

1 32,39 28,50 26,64 23,45

0 31,45 27,67 25,44 22,39

-2 17,37 15,29 14,44 12,71

-4 7,28 6,41 6,35 5,58

-6 1,84 1,62 1,82 1,60

-8 0,11 0,10 0,20 0,17

-10 0,17 0,15 0,12 0,11

-12 0,03 0,02 0,03 0,02

-14 0,00 0,00 0,00 0,00

-16 0,00 0,00 0,00 0,00

-18 0,00 0,00 0,00 0,00

-20 0,00 0,00 0,00 0,00

В целях снижения податливости стальных свай интегральных устоев применяют способ, при котором верх свай обетонируется и тем самым увеличивается жесткость свай в верхней части, где они испытывают наибольшие деформации (рис. 4.16).

Таблица 4.7

Глубина (м) Перемещения при действии нагрузки А14 (мм)

tu+ обе. tu+ tu- обе. tu-

3 41,32 36,36 38,06 33,49

2 40,06 35,25 36,30 31,94

1 38,87 34,20 34,64 30,48

0 37,73 33,21 33,08 29,11

-2 20,85 18,35 18,77 16,52

-4 8,74 7,69 8,25 7,26

-6 2,21 1,94 2,37 2,09

-8 0,13 0,12 0,25 0,22

-10 0,20 0,18 0,16 0,14

-12 0,03 0,03 0,03 0,03

-14 0,00 0,00 0,00 0,00

-16 0,00 0,00 0,00 0,00

-18 0,00 0,00 0,00 0,00

-20 0,00 0,00 0,00 0,00

В табл. 4.6 и 4.7, а также на эпюрах рис. 4.17 представлены результаты проведенных расчетов с использованием программного комплекса MIDAS. Основные размеры интегрального устоя и свай, пролет и косина путепровода приняты такими же, как и ранее. Обетонирование верха свай предусмотрено при этом на высоту 2 м.

В табл. 4.6 и 4.7 обозначено: tu+ и tu- - перемещения верха устоя соответственно при положительном и отрицательном градиенте температур для условий Москвы и Ханоя; обетон. tu+ и обетон. tu- - тоже для случая свай с обетонированным верхом.

Й Щ

о £

3 2 1 О -1 -I -3 -4 -5 -Б

-в -9 -10 -11 -13 -13 -14 -15 -16 -17 'IS -19

-го

/1 / 72 7 /

Tf

f ¥ /

i 0 * 0 &

SEP

/ - HL-ЭЗ К tu*-

-обе. HL-S3 Ktu*

1 —*— Щ-ЭЗНкг

T

"M4 tii*-

—обе. A-14 Cu+

■ -4.14 tu-

-рв». АД4 tti-

B

T 1

J

т

...

Перемещения (мм)

Рис. 4.17. Эпюры результирующих перемещений интегрального устоя со стальными и с обетонированиым верхом сваями

Из рис. 4.17 нетрудно видеть, что обетонирование верха свай оказывает значительно влияние на перемещения верха устоя и верха свай. При обетонировании амплитуда перемещений верха устоя Дсум убывает от 63,71 мм до 56,07 мм при действии ИЬ-93К; а при действии А-14 с 79,38мм -до 69,85мм, что составляет 12%.

4.2.4. Особенности работы интегрального устоя в типичных

геологических условиях

а)

б)

в)

пёс о к и/з

глина

мягкая, 4,Ом

П Е' С и К С: / 3

10,0м

3,0 и п е и О К С: / 3

глина мягкая

п e а о к с / з, 10,0м

це-БЕ'НЬ пь-сок и/3

глина

мягкая, 4,0i-i

п е с о к с / з, 10,0 i-i

1

Рис. 4.18. Рассмотренные варианты геологических условий расположения интегральных устоев путепроводов: а - в песчаной насыпи; б - в выемке; в -

в насыпи со щебеночным заполнением

Величина давления грунта на интегральный устой зависит от высоты насыпи, амплитуды перемещений под действием температуры и от свойств грунта насыпи. Путепроводы с интегральными устоями могут располагаться в теле насыпи или над выемкой и это определяет грунтовые условия, в которых работают интегральные устои путепроводов. В первом случае насыпь подхода к косому путепроводу выполняется чаще всего из песчаного грунта (рис. 4.18, а). Во втором случае свайное основание интегральных устоев располагается в естественном грунте и лишь за стенкой устоя устраивают песчаную засыпку (рис. 4.18, б). В целях улучшения отвода воды из засыпки за стенкой устоя располагают щебеночное заполнение (рис.4.18, в).

Для указанных случаев от действия временной подвижной нагрузки ИЬ-93К (рис. 4.19) при учете постоянных нагрузок и воздействий были

получены вертикальные перемещения (деформации) грунта насыпи в пределах длины переходной плиты равной 6 м (рис. 4.20).

НЬ-93К

Рис. 4.19. Расположение нагрузки HL-93K на переходной плите

Рис. 4.20. Деформации грунта под переходной плитой

На рис. 4.20 видно, что наибольшие деформации грунта насыпи под переходной плитой наблюдаются под ее концом. В первом случае конец переходной плиты опустился на 4,5 мм, во втором - на 3,2 мм и в третьем -на 2,6 мм. Заполнение верха насыпи щебнем существенно снижает деформативность насыпи.

Также были определены горизонтальные перемещения конца переходной плиты для 3-х рассмотренных случаев. Снижение давления на

устой ведет и к уменьшению перемещений в горизонтальной плоскости, что важно для косых пролетных строений (рис 4.21).

OOS <НН5 0.04 '

Я ант

Й

к С О!

С

I

f C.Dii

I

i> с 03

U

0.D15 ■ O.OL "

■0.И35 Q

0

Рис. 4.21. Результирующие перемещения переходной плиты (Dxy)

Из-за поворота пролетного строения в горизонтальной плоскости горизонтальные перемещений переходной плиты неодинаковы по длине.

Из рис. 4.21 видно, что максимальное результирующие перемещение переходной плите наблюдается по ее концам. В 1-ом случае оно имеет значение 4,3см, во 2-ом - 2,68см и 3-см - 1,14см.

4.3. Выводы по главе

1. Давление за интегральным устоем изменяется со временем, переходя из активной фазы в пассивную, что ведет к увеличению перемещений верха устоя и концов переходных плит. Переход давления из активного в пассивное за интегральным устоем сопровождается образованием уплотненного клина и пустоты в верхней части засыпки.

2. Активную и пассивную фазу давления грунта засыпки можно характеризовать коэффициентами активного и пассивного давления,

распределение которых по высоте устоя можно представить в виде эпюры расчетных коэффициентов давления.

3. Не существует нормативных документов наиболее полно устанавливающих требования по расчетным коэффициентам давления грунта за интегральными устоями.

4. Результаты расчетов с использованием программного комплекса MIDAS, а также рекомендаций норм Великобритании и других исследователей, обобщенных Р.Дж.Локом, показали, что неучет пассивной фазы давления грунта засыпки может привести к ошибкам в вычислении результирующих перемещений верха интегрального устоя в 3 раза.

5. Величина давления грунта зависит от амплитуды сезонных перемещений интегральных устоев. Для условий Ханоя и Москвы амплитуды перемещений для косого путепровода с наибольшим допустимым углом косины 30о отличаются на 25% и по абсолютной величине доходят примерно до 80 и 64 мм соответственно.

6. Обетонирование верха стальных свай приводит к снижению результирующих перемещений верах интегральных устоев на 12% как для условий Ханоя, так и для условий Москвы.

7. Использование за задней стеной интегральных устоев вместо песчаного грунта щебня ведет к улучшению работы косого путепровода, характеризующееся уменьшением вертикальных и горизонтальных перемещений верха интегральных устоев в 1,7 и 3,8 раза соответственно.

5. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ ИНТЕГРАЛЬНЫХ УСТОЕВ КОСЫХ ПУТЕПРОВОДОВ НА ИХ ПОВЕДЕНИЕ ПОД НАГРУЗКАМИ

5.1. Влияние учета в расчетной модели элементов устоя и переходной

плиты

В расчетной модели косого путепровода в большинстве случаев не учитывается влияние переходной плиты и открылков. Поскольку эти элементы интегрального устоя обеспечивают определенную жесткость узлу сопряжения балок пролетного строения с телом интегрального устоя, их учет может серьезно повлиять на результаты перемещений по концам переходных плит, а значит и на конструкцию деформационного шва в этом месте.

В работе было рассмотрено 4 возможных случая учитываемой в расчетной модели конструкции, а именно (табл. 5.1):

1. Учитывается только тело устоя со сваями;

2. Учитывается жесткое объединение открылков с телом устоя.

3. Дополнительно учитывается влияние переходной плиты, жестко объединенной с телом устоя и не объединенной с открылками.

4. Жесткое объединение тела устоя, открылков и переходной плиты по трем сторонам.

Угол косины был принят для всех вариантов равным 30о. При принятом угле косины 30о переходная плита в плане будет иметь вид трапеции, размеры которой показаны на схеме рис. 5.1, а. Начало координат расположено в острой точке устоя. Нумерация точек на верху интегрального устоя показана на рис. 5.1, б.

№ варианта

Схема конструкции

Размеры

1

b x h = 1,2 x 3,0 м

2

b x h = 1,2 x 3,0 м;

l = 6,0 м; t = 0,6 м;

b x h = 1,2 x 3,0 м;

l = 6,0 м; t = 0,6 м;

lnn = 6,0 м: tnn = 0,2м.

3

b x h = 1,2 x 3,0 м;

l = 6,0 м; t = 0,6 м;

lnn = 6,0 м: tjm = 0,2м

а)

г / r- / * /a. " Ж ' & /

1-1 6.\t Di

б)

Рис. 5.1. Схема переходной плиты в плане а- схема с размерами; б -

нумерация точек верха устоя

Для всех вариантов принято:

1 Сваи стальные трубчатого 0508x12.7 и длиной 15 м 1 Учтенные нагрузки и воздействия: постоянные, подвижная временная

на пролетном строении, перепад положительной температуры, равный

+26,3°С.

D = 508 мм, ^ = 12.7 мм. В результате проведенных расчетов были получены результирующие перемещения Dxy верха интегрального устоя, значения которых относительно начала координат приведены в табл. 5.2.

Таблица 5.2

Точки Результирующие перемещения для случаев (мм)

верха устоя 1 2 3 4

1 48,3 38,9 38,4 34,9

2 47,3 38,0 37,5 34,1

3 45,7 36,8 36,3 33,0

4 44,1 35,6 35,1 32,0

5 42,1 33,8 33,5 30,4

6 40,1 32,2 31,9 29,0

7 38,3 30,8 30,5 27,8

8 36,7 29,3 29,2 26,5

9 35,1 28,0 28,0 25,4

10 33,9 26,7 26,8 24,4

11 32,8 25,7 25,9 23,5

12 31,8 24,8 25,1 22,9

13 31,4 24,3 24,7 22,5

14 31,1 23,9 24,4 22,2

15 31,0 23,8 24,3 22,1

Полученные значения перемещений представлены также на графиках рис. 5.2.

Рис. 5.2. Эпюры результирующих перемещений Эху верха устоя при разных

вариантах интегрального устоя

Из рис. 5.2 видно, что учет переходной плиты ведет к уменьшению перемещений верха устоя и с увеличением жесткости узла в целом это уменьшение возрастает. Под действием принятых нагрузок и не учете влияния открылков и переходной плиты точка 1 устоя по отношению к поперечной оси, проходящей через центр устоя, перемещается на 11 мм, а при учете открылков и переходной плиты, жестко связанной с телом устоя, эти перемещения уменьшаются до 8 мм. Таким образом, при наиболее характерном случае, когда в расчетной модели учитывается переходная плита и открылки снижение перемещений точек устоя по сравнению со случаем, не учитывающим влияние переходной плиты и открылков

составляет 21%. Этот результат свидетельствует о том, что пренебрежение в расчетной модели косого путепровода с косиной 30о влиянием переходной плиты и открылков значительно снижает точность определения величины раскрытия деформационного шва, устраиваемого по концам переходной плит Нормальные напряжения в наиболее нагруженной свае для рассмотренных случаев расчетной модели интегрального устоя приведены в табл. 5.3 и на эпюрах рис. 5.3.

Таблица 5.3

Глубина (м) Нормальные напряжения для случаев (МПа)

1 2 3

0 243,20 176,40 169,20

1 137,60 100,20 90,40

2 32,20 23,76 12,84

3 -19,36 -26,84 -21,28

4 -88,48 -71,24 -60,88

5 -114,80 -75,68 -62,44

6 -130,80 -71,28 -57,28

7 -121,00 -66,28 -49,16

8 -109,64 -54,24 -41,44

9 -84,92 -44,92 -39,40

10 -64,00 -39,48 -32,76

11 -32,36 -9,23 -12,00

12 -0,74 0,22 8,08

13 1,98 0,61 7,07

14 4,44 1,00 5,26

15 2,72 0,51 3,83

Из рис. 5.3 видно, что максимальное нормальное напряжение будет в верху сваи. Учет переходной плиты и открылков ведет к изменению нормальных напряжений до 30%.

Тело интегрального устоя под действием давления грунта и других нагрузок испытывает изгиб в общем случае в вертикальной плоскости и из своей плоскости, но при определенных параметрах работает как жесткий

диск, что допускалось в выше проведенных расчетах. Для проектирования тела интегрального устоя более значимым являются изгибные деформации из плоскости тела устоя.

-2 со -к» о itn газ зж

......ism 1 1 1 1—......L

Нормштьные напряжения (МПа)

Рис 5.3. Эпюры нормальных напряжений

Для принятых размерах тела устоя 1.2х3,0 м (см. табл. 5.1) и нагрузках изменение изгибающих моментов по высоте тела устоя приведено в табл. 5.4 и на рис. 5.4.

Таблица 5.4

Глубина (м) Изгибающий момент My (Кн.м)

Сл-1 Сл-2 Сл-3

0 -253,06 -278,37 -384,23

1 -98,64 -106,53 -220,15

2 -39,66 -43,23 -152,47

3 -24,84 -27,32 -123,24

Рис. 5.4. Эпюры изгибающих моментов Му по высоте устоя в наиболее

нагруженном сечении

Из рис. 5.4 видно, что максимальный изгибающий момент образуется в верхней части тела устоя. С последовательным учетом в расчетной модели открылков и переходной плиты величина изгибающего момента увеличивается до с 253,06 кН.м до 384,23 кН.м. Таким образом, если не учитывать открылки переходную плиту, то можно получить ошибки в определении изгибающих моментов в верхних частях тела устоя до 34%.

Таблица 5.5

Глубина (м) Изгибающий момент My (Кн.м)

Сл-1 Сл-2 Сл-3

1 -85,02 -93,41 -129,08

2 -97,64 -106,49 -148,23

3 -105,51 -115,21 -160,18

4 -123,45 -135,87 -187,42

5 -126,63 -137,63 -192,25

6 -139,16 -148,88 -211,28

7 -139,44 -152,00 -211,69

8 -139,55 -155,38 -211,86

9 -147,13 -158,66 -223,37

10 -148,51 -160,36 -225,46

11 -149,49 -162,16 -226,95

12 -161,70 -177,34 -245,49

13 -169,69 -186,94 -257,62

14 -213,46 -233,65 -324,07