Курсовая работа - Расчет железобетонного неразрезного пролетного строения, образуемого из коробчатых сборных элементов - файл n1.doc

Курсовая работа - Расчет железобетонного неразрезного пролетного строения, образуемого из коробчатых сборных элементов
скачать (1213.5 kb.)
Доступные файлы (1):

n1.doc

1214kb.

11.06.2012 05:53

скачать

n1.doc

1 2 3

Пояснительная записка к курсовой работе

“Расчет железобетонного неразрезного пролетного строения, образуемого из коробчатых сборных элементов”

1. Исходные данные

Русловая часть автодорожного моста на дороге III технической категории выполнена в виде неразрезного пролетного строения по схеме

м. В поперечном сечении пролетное строение состоит из одной коробки с наклонными стенками (рис. 1). Мост имеет габарит

Г-10 и два тротуара по 1,0 м. Пешеходы движутся непосредственно по верхней плите коробки, тротуары отделены от проезжей части барьерами безопасности полужесткого типа. Верхней плите придан уклон 20% от середины пролетного строения к краям, чтобы обеспечить водоотвод без увеличения толщины слоя покрытия проезжей части.

По длине пролетное строение составное из блоков заводского изготовления цельного поперечного сечения размером 2,5 м. Высота сечения по оси коробки возрастает с 270 см на участках у середины пролетов до 310 см у опор за счет утолщения нижней плиты. У опор утолщаются и стенки коробки.

Рис. 1. Поперечное сечение пролетного строения:

а - в пролете; б - на опоре

Монтаж пролетного строения предполагается выполнить навесным способом. Блоки пролетного строения проектируются из бетона класса В35. Основная рабочая арматура - пучки из 12 семипроволочных прядей (84 проволоки). Диаметр проволок d=5 мм. Пучки проходят в закрытых каналах d=9 см. Натяжение арматуры осуществляется домкратами двойного действия грузоподъемностью 2300 кН на бетон по мере монтажа пролетного строения. Обычная арматура принята класса А-III. Конструкция дорожной одежды принята по традиционной схеме (см. ниже). Пролетное строение опирается на комбинированные опорные части в обойме с фторопластом.

2. Расчет плиты проезжей части

Так как диафрагмы в коробчатом пролетном строении установлены только в опорных сечениях, на местную нагрузку плита проезжей части работает как балочная в направлении поперек пролета моста. Учитывая, что в месте сопряжения плиты с наклонными стенками коробчатой балки устроены мощные вуты, а также, что контур коробки практически не деформируется благодаря высокой жесткости на кручение, расчетную схему плиты проезжей части принимаем: как балку шириной 1 м, защемленную в вутах в пределах между стенками коробки, и как консольную в пределах ее консольной части (рис. 2).

Рис. 2. Статическая схема работы плиты проезжей части: слева - в пределах

консольной части коробки; справа - на участке между стенками коробки
Ниже приводится расчет только средней части плиты.

Расчетный пролет плиты принимается:

l_p= l₀+ h_f= 5,0 + 0,22 = 5,22 м,

где l₀= 5,0 - пролет плиты в свету между вутами;

h_f = 0,22 м - толщина плиты.

Постоянная нагрузка на плиту состоит из веса слоев дорожной одежды и собственного веса. Ее подсчет выполнен в табл. 1. Рассмотрим воздействие временной нагрузки.

Нагрузка А-11. При ширине колеи b = 0,6 м полосовой нагрузки и дорожной одежде толщиной Н = 0,15 м ширина распределения нагрузки вдоль расчетного пролета плиты:

b₁ = b + 2H = 0,6 + 2·0,15 = 0,9 м.

Табл.1 интенсивность полосовой нагрузки вдоль пролета плиты шириной 1 м:

Наименование нагрузки и ее подсчет	Нормативное значение, кН/м	Коэффициент надежности, g_f	Расчетное значение, кН/м
Асфальтобетон проезжей части толщиной 7 см (g = 2,3 т/м³). 1·1·0,07·2,3·10	1,61	1,5	2,42
Защитный слой толщиной 4 см (g = 2,4 т/м³). 1·1·0,04·2,4·10	0,96	1,3	1,25
Гидроизоляция толщиной 1 см (g = 1,5 т/м³). 1·1·0,01·1,5·10	0,15	1,3	0,2
Выравнивающий слой толщиной 3 см (g = 2,4 т/м³). 1·1·0,03·2,4·10	0,72	1,3	0,94
Железобетонная плита толщиной 22 см (g = 2,5 т/м³). 1·1·0,22·2,5·10	5,5	1,1	6,05
Итого	g_n= 8,94		g = 10,86

Постоянная нагрузка на плиту

6,11 кН/м.

Давление одного колеса тележки действует на длине а = 0,2 м. Поперек пролета плиты размер площадки распределения в середине пролета:

а_пр = а + 2Н +

= 0,2+2·0,15+

= 2,24 м,

но не менее

· 5,22 = 3,48 м.

Расстояние между осями тележки 1,5 м. При воздействии обеих осей тележки:

а_пр= 1,5 + 0,2 + 2Н +

= 1,5 + 0,2 + 2·0,15 +

= 3,74 м > 3,48 м.

Окончательно принимаем а_пр= 3,74 м. При этом:

P = 2 кН,

а с учетом распределения нагрузки дорожной одеждой вдоль пролета:

q_Ат,n =

кН/м.

Ширина площадки распределения давления колеса тележки у опоры плиты (в месте примыкания плиты к стенке коробки):

а_оп = а + 2Н, но не менее

, т.е.: а_оп = 0,2 + 2 · 0,15 = 0,5 м >

= 1,74 м.

Так как 1,74 > 1,5, рассматриваем воздействие обеих осей тележки. Таким образом,

а_оп = 1,5 + 0,2 + 2 · 0,15 = 2 м.

На промежуточных участках плиты между опорным сечением и серединой пролета распределение нагрузки принимаем в соответствии с рис. 3.

Рис. 3. Схемы к определению усилий в плите проезжей части:

а - от нагрузки А-11; б - от собственного веса и нагрузки НК-80

Коэффициент надежности для полосовой распределенной нагрузки _f = 1,2, а для тележки ( = l_p < 30 м): _f= 1,5 - 0,01= 1,5 - 0,01 · 5,22 = 1,45.

Динамический коэффициент ( = l_p):

(1 + ) = 1 +

Тогда расчетные значения нагрузки:

q_A = _f(1 + ) q_A,n= 1,2 · 1,295 · 6,11 = 9,495 кН/м.

q_Ат= _f(1 + ) q_Ат,n= 1,45 · 1,295 · 122,22 = 229,499 кН/м.

Нагрузка НК-80. При ширине колеса b = 0,8 м и распределении давления дорожной одеждой Н = 0,15 м под углом 45°:

b₁ = b + 2H = 0,8 + 2 · 0,15 = 1,1 м.

Вдоль движения ширина площадки распределения нагрузки НК-80 совпадает с шириной площадки для колеса тележки А-11 и должна быть принята в середине пролета а_пр= 3,28 м. Учитывая, что вдоль движения расстояние между осями НК-80 равно 1,2 м, принимаем размер площадки распределения для четырех колес НК-80.

а_пр= 3 · 1,2 + 0,2 + 2 · 0,15 +

= 5,84 м.

Аналогично, у опорного сечения:

а_пр= 3 · 1,2 + 0,2 + 2 · 0,15 = 4,1 м > 1,74 м =

.

При этом Р = 4 · 100 = 400 кН, а с учетом распределения вдоль пролета плиты:

q_K,n =

кН/м.

Коэффициент надежности по нагрузке _f= 1.

Динамический коэффициент при l_p= 5,22 м  5 м: (1 + ) = 1,1 (при

).

Тогда расчетная нагрузка:

q_K= _f(1 + ) q_K,n= 1 · 1,1 · 363,64 = 400 кН/м.

Определение изгибающих моментов и поперечных сил в плите проезжей части производится следующим образом. Сначала рассматриваем плиту как простую разрезную балку на двух опорах, а затем вводим поправочные коэффициенты, учитывающие ее защемление в стенках. Линии влияния внутренних усилий в плите и схемы установки нагрузки приведены на рис. 4. Временная нагрузка располагается так, чтобы вызывать максимальные усилия в плите: при определении изгибающих моментов - колесо в середине пролета (над максимальной ординатой линии влияния), при определении поперечных сил - колесо над опорой плиты. Остальные колеса размещены в соответствии со схемой нагрузки. Оси смежных полос нагрузки А-11 установлены так, чтобы расстояние между ними было не менее 3 м. При этом учтено, что при расчете плиты проезжей части временная нагрузка может занимать любое положение по ширине моста. Изгибающие моменты и поперечные силы от временной нагрузки:

от тележки АК и НК-80: S =

;

от полосовой нагрузки АК: S_А =

;

от собственного веса: S = q_c,

где q, q_i, q_А- интенсивность постоянной и временной нагрузок; _i - площадь участка линии влияния под нагрузкой; _c - площадь всей линии влияния; а_i - ширина площадки распределения временной нагрузки поперек пролета плиты.

Определяем усилия (изгибающие моменты М и поперечные силы Q) в середине пролета плиты как в балке на двух опорах шириной b = 1 м от собственного веса:

нормативные:

М_n = 8,94 · 3,406 = 30,45 кНм; Q_n= 8,94 · 2,61 = 23,33 кН.

Здесь площадь линии влияния (рис. 4) изгибающего момента:

_c = 0,5 · 5,22 · 1,305 = 3,406 м,

а поперечной силы _c = 0,5 · 1 · 5,22 = 2,61 м;

расчетные:

М =10,86 · 3,406 = 36,99 кНм; Q =10,86 · 2,61 = 28,34 кН.

Усилия от нагрузки А-11 (рис. 4):

нормативные:

М_n = q_A,n(₁ + ₂ + ₃) + q_Ат,n

= 6,11·(0,68 + 1,07 + 0,31) + 122,22·(0,18 + 0,29 + 0,085) = 80,91 кН·м;

Q_n = q_A,n(₄ + ₅ + ₆) + q_Ат,n

= 6,11 · 1,62 + 122,22 · 0,50 = 71,01 кН;

расчетные:

M = 9,50 · 2,06 + 229,50 · 0,56 = 19.57 + 128,52 = 148,09 кН·м;

Q = 9,50 · 1,62 + 229,50 · 0,50 = 15,39 + 114,75 = 130,14кН.

Усилия от нагрузки НК-80 (рис. 4, б):

нормативные:

М_n = q_K,n 363,64·2·0,55·(1,03+1,305)/(2·5,84)=79,97 кН·м;

Q_n = q_K,n=363,64·(1,1·0,89/5,2+1,1·0,38/5,84)=94,94 кН;

расчетные:

M = 400 · 0,22 = 88 кН·м; Q = 400 · 0,26 = 104 кН.

Сравнивая изгибающие моменты и поперечные силы от разных временных нагрузок, видим, что значения их больше от нагрузки НК-80. Так как нагрузка НК-80 не учитывается в расчетах трещиностойкости, в дальнейшем используются только усилия от нагрузки А-11. Тогда суммарные усилия от постоянной и временной нагрузок как в балке на двух опорах:

нормативные:

М_0,n= 30,45 + 80,91 = 111,36 кН·м; Q_0,n = 23,33 + 71,01 = 94,34 кН;

расчетные:

М₀ = 36,99 + 148,09 = 185,08 кН·м; Q₀= 28,34 + 130,14 = 158,48 кН.

Учет защемления плиты в стенках коробки выполняется в запас прочности с использованием поправочных коэффициентов, как для однопролетной балки при минимальном значении n₁:

М_оп = - 0,8 М₀; М_пр = + 0,5 М₀.

Учитывая более высокую жесткость коробчатого сечения при кручении, чем ребристых балок, принимаем Q = 1,1Q₀. Тогда усилия в плите проезжей части с учетом ее защемления в ребрах:

моменты в середине пролета:

нормативный: М_пр,n = 0,5 · 111,36 = + 55,68 кН·м;

расчетный: М_пр = 0,5 · 185,08 = + 92,54кН·м;

моменты у опор:

нормативный: М_оп,n = - 0,8 · 111,36 = - 89,088 кН·м;

расчетный: М_оп= - 0,8 · 185,08 = - 148,064 кН·м;

поперечные силы у опор:

нормативная: Q_n= 1,1 · 94,34 = 103,774 кН;

расчетная: Q = 1,1· 158,48 = 174,328 кН.
3. Расчет на прочность нормальных сечений плиты на стадии эксплуатации.

Блоки пролетного строения выполняются из бетона класса В35. Характеристики бетона (прил. 9 [1]): R_b = 17,5 МПа, R_bt = 1,2 МПа, R_bn = 25,5 МПа. Армирование плиты производится стержневой арматурой класса A-III. Для нее при диаметре стержней d = 16 мм: R_s = 360 МПа, R_sn = 400 МПа (прил. 7 [1]) и E_s = 2·10⁵ МПа (прил. 8 [1]).

При толщине плиты h_f= 22 см рабочая высота сечения:

h_d = h_f - 2 -

= 19,2 см.

Плечо внутренней пары приближенно:

z  0,87 · h_d = 0,87 · 19,2 = 16,7 см.

Расчет производится для сечения шириной b = 100 см. Требуемая площадь арматуры:

в середине пролета в нижней зоне (М_пр= 92,54 кН·м):

A_s

см²;

принимаем 8  16 A-III с A_s= 16,085 см²;

у опор в верхней зоне (М_оп = - 148,064 кН·м):

A_s =

см²;

принимаем 13  16 A-III с A_s = 26,138 см².

Проверка принятого армирования в середине пролета:

напряжения в нижней арматуре:

=15,5 ·

= 855,149 МПа > 400 МПа = R_sn,

т.е. имеем первый расчетный случай и _s = R_s = 360 МПа;

высота сжатой зоны:

3,309 см < 13,44 см = 0,7 h_d;

несущая способность сечения:

M = R_b·b·x

= 17,5·10²·100·3,309·

=101,6·10⁵Н·см=101,6 кН·м > 92,54 кН·м

Проверка принятого армирования в сечении на опоре.

Напряжения в верхней арматуре:

_a = 15.5 ·

= 670,836 МПа > 400 МПа = R_sn,

т.е. тоже первый расчетный случай и _s = R_s = 360 МПа;

высота сжатой зоны:

= 5,38 см < 13,44 см = 0,7 h_d.

Несущая способность сечения:

M = 17,5 · 10² · 100 · 5,38 ·

= 155,44 кН·м > 148,064 кН·м = М_оп.

Расчет плиты на прочность на действие поперечной силы.

Проверяем ограничение главных сжимающих напряжений по условию:

Q  0,3R_bbh_d = 0,3·17,5·10²·100·19,2 = 1008·10³ Н = 1008 кН > 174,328 кН.

Условие удовлетворяется, следовательно, напряжения допустимы.

Несущая способность сечения плиты без поперечного армирования:

Q_пред =

,

где с - длина проекции наиболее выгодного наклонного сечения.

Принимая (§ 1.5 [1]) с = 1,65 · h_d, имеем:

Q_пред =

= 209,4 кН > 174,328 кН,

т.е. несущая способность плиты по поперечной силе обеспечивается бетоном без поперечного армирования.

1 2 3