Диссертация (1173134), страница 6

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 6)

2.16. Схема расчета упругих связей сваиЖесткость в точках k и m:Yu 3DDB; Ym ; Pm  Pu . ;8060A(2.19)51  DPmYk   k ZY 1n 1 mгде:n1n Z; Pk   .k1Yk ,DA, B – экспериментальные коэффициенты;k1 – константа (см. табл. 2.11 ниже).Таблица 2.11k1 (МН/м2/м)5,4316,2933,93Относительная плотностьНизкаяСредняяВысокаяТогда горизонтальная жесткость в узле:Pu  Pu .A ; Pm  Pm .A ; Pk  Pk .A , где А – площадь.С учетом изложенного выше, для узлов свай вертикальная жесткостьопределяется по следующим формулам:K tan  D.K 0 .γ . Z.tan ' ;песчаные грунты:глинистые грунты:K tan  D.

1  sin ' γZ.tan ' .(2.20)(2.21)2.2.4. Загружения временной подвижной нагрузкойПрименение программного комплекса MIDAS Civil 2011 позволяетопределятьположениевременнойподвижнойнаrрузки,вызывающеймаксимальные и минимальные перемещения устоя и свай криволинейногопутепровода с одним или несколькими пролетами при разных сочетанияхнагрузок.Максимальное и минимальное воздействия на заданный интегральныйустой и сваи в зависимости от расположении временных подвижных нагрузокHL-93K и HL-93M на однопролетном путепроводе, показано на рис.

2.17 и2.18.52 Рис. 2.17. Расчетные расположения временной подвижной нагрузки HL-93K наоднопролетном строении53 Рис. 2.18. Расчетные расположения временной подвижной нагрузки HL-93М наоднопролетном строении54 2.3.Принятыерасчетныеконечно-элементныемоделидляпутепроводовВ диссертации разработаны трехмерные конечно-элементные моделидля анализа работы криволинейных путепроводов с интегральными устоями ипромежуточными опорами с использованием компьютерной программыMIDAS Civil 2011 [72].Железобетонное плитное пролетное строение с напрягаемой араматуроймоделировалось из комплексных балочных элементов, устои моделировалисьс помощью пластинчатых элементов, а сваи – тоже из балочных элементов.Для отражения реакция грунтового основания на тело устоя и сваи вкриволинейных путепроводах упругие пружины располагаются на каждомузле (рис.2.19) [68, 93, 89].Рис.

2.19. Моделирование взаимодействия интегрального устоя сгрунтовым масивомКонечно-элементные модели однопролетной и двухпролетнойкриволинейных путепроводов показаны на рис. 2.20.55 а) б) Рис. 2. 20. Конечно-элементные модели: а - однопролетная система; б двухпролетная системаОкончательно для проведения исследований работы криволинейныхпутепроводов с интегральными устоями (и опорами) приняты следующиеисходные параметры:56 Тип балок: железобетонное плитное пролетное строение снапрягаемой арматурой;Схемы пролетных строений:+ однопролетное пролетное строение: 30м,+ двухпролетное пролетное строение: 30м + 30м,+ трехпролетное пролетное строение: 30м +40м + 30м.Кривизна пролетных строений: 250м, 400м, 700м, 1000м и ∞;Высота устоя: от 2 до 6 м;Тип свай: стальные Н-образные и трубчатые.57 Вывод по главе1.Учитывая условия развития городов Вьетнама могут бытьвостребованы путепровода из монолитного железобетона с криволинейнымочертанием в плане.2.Учитывая также стремление снизить эксплуатационные затратына содержание городских путепроводов концевые устои путепроводовцелесообразно проектировать интегральными.3.В качестве расчетных моделей криволинейных путепроводовприняты конечно-элементные структуры с моделированием взаимодействияустоев на свайном основании с грунтом по теории Винклера.58 Глава3.Исследованияработыпролетногостроенияиинтегральных устоев криволинейных путепроводов3.1.

Связь кривизны пролетного строения с перемещениями устоя инапряжениями в сваях3.1.1. Исходные данные и допущенияВлияние кривизны пролетного строения на работу интегральных устоеврассмотрено для однопролетного путепровода, схема которого приведена нарис.3.1.Пролетноестроениепредставляетсобойжелезобетоннуюмонолитную плитную конструкцию пролетом 30 м с напрягаемой арматурой.Тело устоя в исходном варианте принято размеры 5х1,2 м.Рис.

3.1.Схема путепровода с однопролетным строением с интегральнымиустоями: 1 - пролетное строение; 2 - устой; 3 – сваи59 Поперечное сечение пролетного строения показано на рис.3.2, а нарис.3.3 показано типичное для Вьетнама размещение напрягаемой арматурыдля прямолинейной конструкции пролетом 30 м.Рис.3.2. Поперечное сечение железобетонного пролетного строенияпутепроводаРис.

3.3. Расположение напрягаемой арматуры в поперечном сечениижелезобетонного пролетного строения путепроводаБетон пролетных строений принят с прочностью на сжатие 35 МПа;бетон устоев - соответственно 24 МПа (ASTM-RC) [93].ВсоответствииснормамиВьетнамапопроектированиюавтомобильных дорог TCVN 4054-2005 [103] допускаемые радиусы кривизнымостов показаны в табл. 3.1.60 Таблица 3.1Расчетные скоростиМинимальный радиус(км/ч)кривизны R(м)I1201000II100700III80400IV60250Прямолинейное пролетное строениеПри проектировании и строительстве интегральных путепроводов частоКатегория дорогиприменяются двутавровые (H - образные) и трубчатые сваи.

При проведенииисследований были использованы H - образные сваи (HP360x152) и трубчатыесваи (О508х12,7), сортамент которых был взят по нормам ASTM A709М(предел текучести 250 МПа) [58]. В расчете принята примерно одинаковаяплощадь поперечных сечений свай. Геометрические характеристики сеченийсвай показаны на рис.

3.4 и в табл. 3.2; табл. 3.3.Рис. 3.4. Размеры поперечных сечений свайТаблица 3.2СортаментH(мм)B1(мм)tw(мм)tf1(мм)S(мм2)Izz(мм4)H360х15235637617,917,919400158х108Таблица 3.3СортаментD(мм)tw(мм)S(мм2)Izz(мм4)О508х12.750812,719700567х108В качестве грунтов основания приняты слои, чередование которыхнаиболее характерно для условий Ханоя. Характеристики грунтов основанияприведены в табл. 3.4.61 Таблица 3.4СлойТип грунта3Грунт засыпки Песок среднейкрупности,уплотнённыйСреднезернистыйпесокМягкая глина4Крупный песок12Коэффициентбоковогодавления К0(φo)Коэффициентреакцииземляногополотна С(кН/м3)Толщинаслоя (м)Удельныйвес γ(кН/м3)719,60,500(30,00o)35400618,700,484 (31,09)23920219,50124801720,900,733 (15,47)0,639(21,17)46800где: К0 = 1-sinφ - коэффициент бокового давления;φ - угол внутреннего трения (o);С = 1040.N - коэффициент реакции грунтового основания (кН/м3);N – количество ударов молота по зонду для его погружения на глубину300 мм в соответствии со стандартной методикой (динамической) пенетрации,принятой нормами [38,43].Приформированиирасчетнойконечно-элементноймоделииспользовали пространственные конечные элементы (рис.

3.5, а). Авторомразработанатрехмернаяконечно-элементнаямодельдляанализаоднопролетной схемы путепровода (моста) с интегральными устоями сиспользованиемкомпьютернойпрограммыMidasCivil2011[100].Взаимодействие свай с грунтом основания и засыпки моделировалосьупругими пружинами, жесткость которых назначалась различной вдоль высотытела устоя и длины свай в предположении, что грунт в пределах каждой из этихзон однороден (рис.

3.5, б, в) и его работа учитывается только в упругой стадии.62 а)в)б) Рис.3.5. Расчетные модели криволинейного путепровода: а- конечноэлементная аппроксимация конструкции; б, в- взаимодействие устоя и свай сгрунтомПри проведении исследований были приняты два расчетных случая:СН1 – при учете всех постоянных нагрузок и СН2 – при дополнительномучете временной подвижной нагрузки HL-93, сил торможения, центробежныхсил и перепада температур в размере - 11,6о С, что создает наибольшиепродольные перемещений верха интегрального устоя и подтверждено в работе[87].63 Сочетаниянагрузокпредставляютследующуюсовокупностьвоздействий:CН1 = 1,25DC+1,5DW+1,5EH;(3.1)CН2 =1,25DC+1,5DW+1,5EH+1,75(LL+IM+BR+СЕ)+1,75LS+1,2TU ,(-)где принятые обозначения см. п.2.1.23.1.2.

Влияния сечения свай и кривизны на работу криволинейногопролетного строенияВ результате проведенных расчетов для разных радиусов кривизны ипринятыхсочетанийнагрузокбылиполученыполядеформацийиизгибающих моментов. Например, для случая первого сочетания нагрузок(СН1) и радиуса кривизны R=250м поля изгибающих моментов Му показанына рис. 3.6.Рис. 3.6. Поля значений изгибающих моментов Му от сочетания нагрузок СН1Из рис.3.6 видно, что в области интегральных устоев изгибающиемоменты существенно меньше по величине, чем в середине пролета.

Этот64 факт подчеркивает эффективность интегральных устоев в распределениивнутренних сил в системе.На рис.3.7 представлено положение точек на устое и нумерация свай,которые далее используются по тексту.Рис.3.7. Нумерация точек верха устоя и верха сваи (точка 15 находится вовнутренней грани пролетного строения)Изменение радиуса кривизны от бесконечности (прямолинейноепролетное строение) до 250м показывает, что даже под действием постоянныхнагрузок (загружение СН1) верх устоя поворачивается в горизонтальнойплоскости и чем меньше радиус кривизны, тем больше поворачивается верхустоя. Наибольшее перемещение вдоль продольной оси DX верх устояполучает в точке со стороны внутренней грани пролетного строения (т.15).Данные в мм приведены в табл.

3.5.Таблица 3.5Вариант сваи/ R, мH – образные(HP360x152)O – образные(О508х12.7)2504007001000∞19,419,218,818,617,218,016,916,816,716,165 Более наглядно зависимость величины продольных перемещений откривизны пролетного строения видна из графиков рис.3.8.а)б)Рис. 3.8. Графики продольных перемещений устоя DХ при действиипостоянных нагрузок в сваях Н-образного (а) и трубчатого сечений (б)Поскольку криволинейное пролетное строение с устоем перемещаетсяне только в направлении продольной оси, но и поперечной, то целесообразнознать результирующие перемещения DXY устоя и соответственно свай66 интегральногоустоя.Втабл.3.6приведенызначениянаибольшихрезультирующих перемещений в угловой точке устоя в мм.Таблица 3.6Вариант сваи/ R,мH - образные(HP360x152)O – образные(О508х12.7)2504007001000∞20,419,418,918,717,218,917,316,916,716,1Эти перемещения по сравнению с продольными DX оказались дляслучая, когда R= 250 м на 5,3% больше при использовании Н-образных свай ина 4,9% больше для трубчатых свай.

С увеличением радиуса кривизныразница в указанных перемещениях уменьшается, и это хорошо видно изприведенных на рис.3.9 графиках зависимости перемещений верха устоя откривизны пролетного строения.Рис. 3.9. Графики результирующих перемещений устоя DХY при действиипостоянных нагрузок67 Разница в величине перемещений для крайних точек 1 и 15 устояменьше, чем для продольных перемещений и составляет от 2% до 6% прирадиусах кривизны соответственно 1000 м и 250 м (см. рис.3.9) внезависимости от формы сечения свай.Графики на рис.3.9 также показывают, что интегральный устойповорачивается почти как жесткий диск. Чем меньше радиус кривизны, тембольше угол поворота относительно оси OZ.

В табл.3.7 и 3.8 соответственнопредставлены углы поворота при загружениях СН1 и СН2.Таблица 3.7Вариант сваиУгол поворота αz (10-4рад.) при сочетании СН1R = 250мR = 400мR = 700мR =1000мR=∞H - образные(HP360x152)3,12,81,41,20O – образные(О508х12.7)2,51,60,90,60Таблица 3.8Вариант сваиУгол поворота αz (10-4рад.) при сочетании СН2R = 250мR = 400мR = 700мR =1000мR=∞H - образные(HP360x152)4,23,51,71,50O – образные(О508х12.7)3,72,11,10,90Из табл.3.7 и 3.8 видно, что применение трубчатых свай длякриволинейных однопролетных конструкций с интегральными устоями болеецелесообразно, чем Н-образных из-за повышенной жесткости на кручение.Наглядно это видно из графиков рис.3.10.68 Рис.3.10.

Характеристики

Список файлов диссертации