Продольные связи и опорные части балочных пролетных строений

1. Расчет продольных связей между главными фермами

Усилия в элементах связей крестовой системы возникают от нагрузок:

• а) вертикальных — постоянной и временной, действующих на пролетное строение;
• б) собственного веса рассчитываемого элемента связей (эту нагрузку можно не учитывать);
• в) временной горизонтальной поперечной — от давления ветра или ударов подвижного состава.

Усилия в продольных связях от вертикальной нагрузки на пролетное строение вызываются продольной деформацией поясов, вовлекающих в работу и элементы связей.

Исходя из рассмотрения совместной деформации панели пояса и диагонали связей (рис. 364), выражаемой соотношениями:


или


с учетом равенства l_п/l_д = cos α можно дать приближенное выражение для усилия диагонали:


где S_п — усилие в поясе от вертикальной нагрузки; F_д — площадь брутто диагонали; F_п — то же, пояса; α — угол, составляемый диагональю с поясом.


Как видно из приведенной формулы, для определения усилия в диагонали связей от вертикальной нагрузки нужно знать площадь сечения диагонали.

Поэтому при проектировании связей сначала подбирают сечения по предельной гибкости λ≤130 (ТУ, п. 465). Для постоянно растянутых элементов связей автодорожных мостов гибкость может быть увеличена до 180.

Свободные длины при определении гибкостей принимают для диагоналей ездового пояса в плоскости связей равными половине длины диагонали: из плоскости связей в зависимости от варианта прикрепления их к проезжей части, как показано на рис. 365.

На рис. 365,а диагонали связей прикреплены к нижним поясам продольных балок. На рис. 365,б они прикреплены к вертикальной фасон-ке поперечных связей между продольными балками.

Для диагоналей неездового пояса свободные длины принимают равными: в плоскости связей — половине длины диагонали; из плоскости связей: при езде понизу — полной длине диагонали (рис. 365, в) (обе диагонали могут быть сжаты); при езде поверху — 0,7 длины диагонали, так как если одна диагональ окажется сжатой, то другая, будучи обязательно растянутой, поддерживает сжатую диагональ от выпучивания.

Усилие S_д соответствует полной вертикальной нагрузке. Доля этого усилия

от постоянной нагрузки:


от временной вертикальной нагрузки:



где p — постоянная нагрузка на 1 пог. м главной фермы; к — временная вертикальная статическая нагрузка для пояса той панели главной фермы, в пределах которой находится рассматриваемая диагональ связей.

Усилие в диагонали связей от давления ветра на пролетное строение (главные фермы и проезжую часть) вычисляют по формуле:


Здесь ω — ветровая нагрузка на 1 пог. м фермы связей, вычисленная: по указаниям § 7, п. 2; ∑ω — алгебраическая сумма площадей линии влияния для S_дв (рис. 366); цифра 2 (в знаменателе) соответствует предположению, что при крестовой решетке усилие между двумя диагоналями каждой панели распределяется поровну, сжимая одну диагональ и растягивая другую; n — коэффициент перегрузки, при дополнительном сочетании, равный 1,2.

Усилие от давления ветра на подвижной состав (при наличии его на мосту), учитываемое только для железнодорожных мостов,



где wn — давление ветра на 1 пог. м подвижного состава (см. § 6); ω₂ — большая по численной величине площадь участка линии влияния (рис. 366) одного знака, загружение которой поездом дает большее усилие в диагонали связей, чем при загружении всего пролета.

Расчетное усилие в диагонали связей:

при наличии на мосту подвижной вертикальной нагрузки


для автодорожных мостов S_{д ωп} = 0,

при отсутствии на мосту подвижной вертикальной нагрузки


В связях чисто треугольной и ромбической систем вертикальная нагрузка не вызывает продольных усилий в диагоналях связей. Усилия в них от ветровой нагрузки вычисляют, как указано выше, но коэффициент перегрузки принимается равным 1,5 (ТУ, п. 16, примечание 1 и п. 136).

2. Расчет опорных частей

Предполагается, что балансиры опорных частей (рис. 367) выполнены из листовой стали марки 25JI с расчетным сопротивлением изгибу R_и = 1600 кГ/см² (ТУ, п. 383); шарнир, катки и опорная подушка — из стали марки В. Ст. 5 с расчетными сопротивлениями R₀ = 2000 кГ/см² и R_и = 2100 кГ/см².

Наибольшее возможное перемещение подвижного конца пролетного строения с пролетом l:



Здесь


— напряжение от временной вертикальной нагрузки с учетом динамики по сечениям брутто, где ψ = F_н/F_бр; если опорные части установлены под верхним поясом (при езде поверху и фермах с острыми опорными узлами), сечения которого определены из условия устойчивости, то ψ = φ; к — временная погонная статическая поездная нагрузка с учетом коэффициента перегрузки для средних панелей пояса, определенная при расчете главных ферм; р — погонная постоянная нагрузка с учетом коэффициентов перегрузки; atl — перемещение от изменения температуры на t°, где t — разность между наивысшей и наинизшей годовыми температурами (можно принять t = 80° С); α = 0,000012 — коэффициент линейного расширения стали.

При правильной установке на опоры опорных частей их перемещение в каждую сторону от среднего симметричного положения составляет λ/2.

Наибольшее давление А балочного пролетного строения на опорную часть:


Давление от постоянной нагрузки:



где ∑pn — сумма произведений погонных нагрузок от веса мостового-полотна и металла пролетного строения на соответствующие коэффициенты перегрузки.

Давление от временной нагрузки:

а) для железнодорожного однопутного пролетного строения


б) для пролетного строения под автодорогу


Здесь к_{λ=l, α=0} — эквивалентные нагрузки; K — класс железнодорожной нагрузки; к — коэффициент перегрузки; η — коэффициент поперечной установки для главной фермы автодорожного моста.

Верхний балансир проверяют на прочность при изгибе (рис. 367, б) от опорного давления A, распределенного по длине балансира.

Расчетная схема нижнего балансира показана на рис. 367, в.

Изгибающий момент в сечении верхнего балансира на расстоянии l₁ от края:


Расчетное напряжение в этом сечении при моменте сопротивления W:


Форма сечений I, II и III показана на рис. 367, г.

Расчетные напряжения в шарниреу отнесенные к площади диаметрального сечения:

а) при свободном касании (тангенциальном опирании) см. рис. 367, а:


б) при цилиндрическом шарнире диаметром:


Диаметр катков d_к в мм может быть ориентировочно назначен по формуле:


и проверен по напряжениям, отнесенным к площади диаметрального сечения:


Здесь l_к — длина катков; n — число катков (два или четыре); m₂ — коэффициент условий работы, равный 1,4 при двух катках и 1,2 — при четырех катках.

При устройстве срезных катков их толщина b должна быть не меньше:


Здесь λ — наибольшее возможное перемещение подвижного конца пролетного строения, вычисленное выше; 50 мм — запас с обеих сторон от крайних положений линии касания до плоских продольных граней катка.

Расстояние а между осями катков принимается: а = d_к + 20 мм при круглых катках;


при срезных катках, так как


r_к — радиус катка.

Прочность нижнего балансира в характерных сечениях (аналогично верхнему балансиру) может быть проверена на изгибающий момент, определяемый по соответствующей расчетной схеме.

Наибольшее возможное перемещение подвижного конца пролетного строения в каждую сторону от его среднего положения равно половине полного перемещения, т. е. λ/2. Величина λ/4 составит эксцентриситет е опорного давления относительно центра опорной подушки (рис. 367, д).

Следовательно, наибольшие напряжения в железобетонной кладке под подошвой подушки могут быть проверены по формуле:


Здесь b_п и l_к — длина и ширина опорной подушки (см. рис. 367, а); М — марка бетона подферменной плиты, кГ/см².