На главную
На главную

Нормы проектирования контактной сети

Нормы распространяются на проектирование и расчет типовых и индивидуальных конструкций контактной сети электрифицируемых железных дорог и ВЛ, подвешиваемых на опорах контактной сети, на расчеты длин пролетов и привязку типовых конструкций в конкретных проектах электрифицируемых участков железных дорог.

Обозначение: ВСН 141-90
Название рус.: Нормы проектирования контактной сети
Статус: заменен
Заменен: СТН ЦЭ 141-99 «Нормы проектирования контактной сети»
Дата актуализации текста: 05.05.2017
Дата добавления в базу: 01.09.2013
Дата введения в действие: 26.04.2001
Утвержден: Минтрансстрой СССР (USSR Mintransstroy )
Опубликован: ЦНИИС (1992 г. )
Ссылки для скачивания:

ВЕДОМСТВЕННЫЕ СТРОИТЕЛЬНЫЕНОРМЫ

НОРМЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯКОНТАКТНОЙ СЕТИ

ВСН 141-90

Минтрансстрой

МИНИСТЕРСТВО ТРАНСПОРТНОГОСТРОИТЕЛЬСТВА СССР

МОСКВА 1992

Разработаны Всесоюзным ордена Октябрьской Революциинаучно-исследовательским институтом транспортного строительства (ЦНИИС)МИНТРАНССТРОЯ СССР (доктор техн. наук В.П. Шурыгин, кандидаты техн. наук А. П. Чучев, Л. Ф. Белов, А. А. Орел, В. Я.Кулага, Ф. Б. Глазман, Ю. С. Рягузов, А. И. Шелест; инженеры В. А. Балаш, В. В. Стыцюк),Трансэлектропроектом (инженеры В. Я. Новогрудскийи Г. Н. Брод), ЛИИЖТом (кандидат техн. наук Л. Л. Кудрявцев, инж. А. В.Котомкин), ВНИИЖТом (кандидат техн. наук. В. И. Подольский).

Внесены Всесоюзным ордена Октябрьской Революции научно-исследовательскиминститутом транспортного строительства.

Подготовлены к утверждению Главным научно-техническим управлениемМинтрансстроя СССР.

Свведением в действие «Норм проектирования контактной сети» ВСН 141-90утрачивают силу «Нормы проектирования конструкций контактной сети» ВСН 141-84.

Согласованы Главным управлением электрификации и электроснабжения МПС, Главнымуправлением проектирования и капитального строительства Минтрансстроя СССР.

Настоящие Нормы разработаныв развитие соответствующих глав II ч. СНиП с учетом переработки «Нормпроектирования конструкций контактной сети» ВСН 141-84 и научных исследований,выполненных в ЦНИИСе, ЛИИЖТе, МИИТе, ВНИИЖТе в 1985-1989 гг.

Нормы содержатосновные положения расчета конструкций контактной сети, включая правилапроектирования стальных и железобетонных опор, поддерживающих и фиксирующихустройств, фундаментов для опор, определения нагрузок, расчета длин пролетов,расчета контактных подвесок с дополнительной проверкой надежности, а такжеправила привязки типовых конструкций.

Министерство транспортного строительства (Минтрансстрой)

Ведомственные строительные нормы

ВСН 141-89
Минтрансстрой

Нормы проектирования контактной сети

Взамен
ВСН 141-84

Содержание

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

2. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ

3. ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК И ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ

4. ЗАЩИТА КОНСТРУКЦИЙ КОНТАКТНОЙ СЕТИ ОТ КОРРОЗИИ

5. ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ОПОРНЫХ, ПОДДЕРЖИВАЮЩИХ И ФИКСИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ КОНТАКТНОЙ СЕТИ

6. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОПОР

7. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР КОНТАКТНОЙ СЕТИ

8. ПРИВЯЗКА ТИПОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Приложение 1 Обязательное ДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ДЛИНЫ ПРОЛЕТА МЕЖДУ ОПОРАМИ КОНТАКТНОЙ СЕТИ

Приложение 2 Обязательное НОМОГРАММЫ для определения максимальной допустимой длины пролета контактной сети

Приложение 3 Справочное РАСЧЕТ нагрузок на контактную сеть

Приложение 4 Справочное РАСЧЕТ проводов воздушных линий

Приложение 5 МЕТОДИКА РАСЧЕТА опорных конструкций контактной сети на сейсмические воздействия

Приложение 6 РАСЧЕТ фундаментов опор контактной сети с учетом комичности в подземной части

Приложение 7 КЛАССИФИКАЦИЯ участков земляного полотна в зависимости от условий морозного пучения грунта

Приложение 8 КЛАССИФИКАЦИЯ скальных грунтов

Приложение 9 РАСЧЕТ требуемого срока службы стальных конструкций контактной сети

Приложение 10 ЗАКРЕПЛЕНИЕ ОПОР контактной сети на свежеотсыпанных насыпях

Приложение 11 ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ раздельных и нераздельных железобетонных опор в зависимости от агрессивности среды в фундаментной части

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Данные нормыраспространяются на проектирование и расчет типовых и индивидуальныхконструкций контактной сети электрифицируемых железных дорог и ВЛ,подвешиваемых на опорах контактной сети, на расчеты длин пролетов и привязкутиповых конструкций в конкретных проектах электрифицируемых участков железныхдорог.

1.2. Проектированиестроительных конструкций контактной сети следует осуществлять с выполнениемтребований глав II ч. СНиП, а также стандартов СЭВ-СТСЭВ 384-78 «Надежностьстроительных конструкций и оснований. Основные положения по расчету», СТСЭВ 3972-83 «Надежность строительных конструкций и оснований. Конструкциистальные. Основные положения и расчеты» и СТ СЭВ 1407-78 «Надежностьстроительных конструкций и оснований. Нагрузки и воздействия. Основныеположения».

Кроме этого,необходимо руководствоваться требованиями данных «Норм проектирования»,учитывающих специфические особенности работы контактной сети.

Внесены Всесоюзным ордена Октябрьской Революции научно-исследовательским институтом транспортного строительства (ЦНИИС)

Утверждены постановлением Министерства транспортного строительства

Срок введения в действие –
1 июля 1991г.

1.3. При проектированииконструкций контактной сети следует:

выполнять требования«Технических правил по экономному расходованию основных строительных материаловТП-101-81*,М., 1985 г.;

применять экономичныепрофили проката и эффективные марки сталей (в т.ч. коррозионностойкие ивысокопрочные);

применять прогрессивныеконструкции (комбинированные из двух марок стали, предварительно напряженные,из высокопрочных пластмасс);

предусматриватьтехнологичность изготовления и монтажа конструкций, а также ихремонтопригодность в эксплуатации;

обеспечивать заданный срокработы конструкций в эксплуатации;

выполнять требованиягосударственных стандартов;

обеспечивать наименьшиеприведенные затраты на строительство и эксплуатацию.

1.4. При проектированииконтактной сети следует применять унифицированные значения ее параметров(габарита опор, длины пролета, длины анкерных участков, длины струн).

Для массовых конструкцийфундаментов, опор, поддерживающих, фиксирующих и анкеровочных устройствконтактной сети следует разрабатывать типовые проекты и до массового примененияв конкретных проектах проверять конструкции испытанием опытных образцов. Впроекте должны быть схемы испытаний и значения контрольных нагрузок для них.

1.5. Расчет конструкцийконтактной сети следует производить по методу предельных состояний.

Повторяемость климатическихнагрузок при расчете контактной сети следует принимать один раз в 10 лет.

1.6. Механический расчетпроводов выполняется методами статического расчета согласно указаниям главы3 данных норм. Длина пролета между опорами определяется методомдинамического расчета в соответствии с методикой, изложенной в обязательном приложении1.

1.7. Расчет опорных,поддерживающих и фиксирующих устройств контактной сети следует выполнять сучетом коэффициента надежности по назначению gп = 0,95. На коэффициент gп следует делить: предельныезначения несущей способности, расчетные значения сопротивлений, предельныезначения деформаций, раскрытия трещин или умножать: расчетные значениянагрузок, усилий или воздействий.

1.8. При расчете опорконтактной сети по деформациям (предельному состоянию второй группы) следуетопределить изменение прогиба опоры от воздействия временных нормативныхнагрузок, добавляя к ним нагрузки от изменения натяжения проводов. Изменениеупругого прогиба консольных опор на уровне контактного провода (без учетаповорота фундамента) не должно превышать ± 65 мм, а упругого прогиба вершиныопор гибких поперечин должно быть не более 1/150 их высоты.

1.9. Расчет железобетонных опорпо образованию или раскрытию трещин (вторая группа предельных состояний)следует осуществлять на сочетание постоянных нормативных нагрузок и временныхклиматических нагрузок годичной повторяемости: при этих нагрузках поперечныетрещины в предварительно напряженных опорах с проволочной арматурой недопускаются.

1.10. Привязку типовыхконструкций контактной сети в проектах электрифицируемых участков необходимовыполнять по расчетным нагрузкам; значения допустимых расчетных нагрузок должныбыть приведены в типовых проектах конструкций контактной сети. Железобетонныеопоры при привязке, кроме того, следует проверять по нагрузкам, допустимым пообразованию или раскрытию трещин, определяемым согласно указаниям п. 1.9 данных Норм.

2. НАГРУЗКИИ ВОЗДЕЙСТВИЯ

2.1. Нагрузки, действующие наконтактную сеть, подразделяются на постоянные и временные, а последние - накратковременные и особые.

2.2. К постоянным относятсяследующие нагрузки:

а) вес проводов, изоляторов,оборудования и арматуры контактной сети;

б) вес строительныхконструкций опорных, поддерживающих, фиксирующих и анкеровочных устройств;

в) вес грунта (при расчетефундаментов опор);

г) усилия от натяжения иизменения направления проводов некомпенсированных (при среднегодовойтемпературе) и компенсированных.

Среднегодовую температуруследует определять по указаниям СНиП по строительной климатологии и геофизике.

2.3. К кратковременный относятсянагрузки:

а) давление ветра напровода, тросы и другие конструкции контактной сети;

б) вес гололеда на проводах,поддерживающих и фиксирующих устройствах;

в) вес гололеда на настилахопор и на жестких поперечинах;

г) усилия от дополнительногонатяжения некомпенсированных проводов и изменения их направления приотклонениях минимальной температуры от среднегодовой;

д) вес монтера синструментом на проводах или конструкциях;

Примечание. При определении натяжения тросов гибких поперечинследует учитывать указания пп. 2.2 и 2.3 при определении среднегодовой температуры и отклонений отнее;

е) нагрузки, возникающие припогрузке, разгрузке, перевозке и монтаже конструкций;

ж) нагрузки, возникающие примонтаже проводов контактной сети.

2.4. К особым нагрузкам ивоздействиям относятся:

а) нагрузки, возникающие приобрыве проводов контактной сети;

б) сейсмические воздействия.

2.5. Расчет конструкцииконтактной сети необходимо производить на наиболее неблагоприятные сочетаниянагрузок, действующих одновременно в процессе строительства или эксплуатации.При этом необходимо рассматривать основные и особые сочетания нагрузок.

В основные сочетания входятпостоянные и возможные кратковременные нагрузки, наиболее существенно влияющиена напряженное состояние конструкции, например, постоянные нагрузки плюсвоздействие одной или нескольких кратковременных нагрузок - максимального дляданного района ветра, минимальной температуры при отсутствии гололеда и ветра,ветра на провода, покрытые гололедом, монтажных нагрузок при отсутствиигололеда, но при температуре минус 20 °С.

В особые сочетания входятвозможные в действительных условиях постоянные и временные нагрузки приодновременном действии нагрузок, возникающих при обрыве проводов контактнойсети или при сейсмических воздействиях.

2.6. Значения расчетныхнагрузок, необходимых для расчета конструкций контактной сети, следуетопределять путем умножения каждой из нагрузок на соответствующий ей коэффициентнадежности по нагрузке.

Постоянныенагрузки

2.7. Нагрузки от весапроводов, тросов, оборудования, деталей и конструкций контактной сетиопределяются по проектным данным, каталогам и справочным материалам.

Нормативную нагрузку от весапроводов, деталей и конструкций Qн1 Н,, подвешиваемых на опорахконтактной сети определяют поформуле:

Qн1 = S(gl + Qн + QД),                                                                              (1)

где g - линейная нагрузка от весапровода или цепной подвески, Н/м; l - расчетная длина пролета,м; Qн - нагрузка от изоляторов, Н; QД - нагрузка от деталей, Н.

При определении нагрузки наопорные, поддерживающие или фиксирующие устройства расчетную длину пролетапринимают равной среднему арифметическому от длины двух пролетов, примыкающих крассчитываемой опоре.

2.8. Коэффициент надежностипо нагрузке для веса проводов деталей и конструкций контактной сети принимаютравным 1,1.

Если уменьшение постояннойнагрузки может ухудшить условия работыконструкций контактной сети, то коэффициент надежности по нагрузке следуетпринимать равным 0,9.

2.9. Коэффициент надежностипо нагрузке для натяжения компенсированных проводов и усилий, передаваемых отних на конструкции, нужно принимать равным 1,1.

Нагрузки в расчетном режиме,передаваемые на конструкции контактной сети от натяжения некомпенсированных проводов,определяют по уравнению состояния провода, принимая в исходном режименормативные значения нагрузок и соответствующие им натяжения провода. При этомследует учитывать требования пп. 2.17, 2.31, 2.35 и 2.41.

Ветровыенагрузки

2.10. При определенииветровой нагрузки для конкретных электрифицируемых участков следуетруководствоваться указаниями СНиП по определению нагрузок и воздействий.

Ветровую нагрузку следуетопределять как сумму средней и пульсационной составляющих.

2.11. Нормативное значениеветрового давления qнз Па (скорости ветра vнз м/с) определяют:

qнз = К2vqo, vнз = Кvvo,                                                                              (2)

где qo - нормативное значение парового давления, Па, принимаемое по табл. 1; vo - нормативное значение скорости ветра, м/с,повторяемостью 1 раз в 10 лет на высоте 10 м над уровнем земли;  - коэффициент измененияветрового давления в зависимости от характера подстилающей поверхности и высотынасыпи (рис. 1); z -высота над поверхностью земли, м (рис.2); zо - параметр шероховатости подстилающей поверхности,м, определяемый по табл. 2.

Таблица 1

Ветровые районы СССР (принимаются по СНиП 2.01.07-85)

Iа

I

II

III

IV

V

VI

VII

Давление ветра, Па

194

262

342

433

547

684

832

970

Скорость ветра, м/с

18

21

24

27

30

33

37

40

Примечание. Для малоизученных районовскорость и давление ветра следует принимать на район выше.

Таблица 2

№ пп

Тип местности

Параметр шероховатости, м

1

Места с резким усилением скорости ветра в результате искусственного формирования направленного потока (вдоль русла роки с высокими берегами, вдоль ущелья)

0,01

2

Открытая ровная поверхность без растительности - поверхность озер, водоемов и морей, поймы крупных рек

0,05

3

Степь, равнина, луг

0,10

4

Открытая холмистая местность или равнинная поверхность с редким лесом, садами, парками

0,20

5

Участки, защищенные лесозащитными насаждениями, не подлежащими вырубке; станции в пределах станционных построек

0,50

6

Не подлежащий вырубке густой лес с высотой деревьев не менее 10 м; город со зданиями высотой более 10 м

1,00

Примечания: 1. Сооружение считаетсярасположенным в местности данного типа, если эта местность сохраняется нарасстоянии: для местности по п. 2-250 м; по п. 3 - 200 м, по п. 4 - 100 м, поп. 5 - 50 м, по п. 6 - 50 м.

2. Дляместности по пп. 1 - 4 дано наименьшее значение параметра шероховатости дляусловий режима максимального ветра с учетом наличия снегового покрова. Эти жезначения параметра шероховатости принимают и при гололеде.

3. Значениепараметра шероховатости по п. 5 дано для случая, когда станционные постройкирасположены с обеих сторон железнодорожного пути не далее 50 м. В противномслучае его значение принимают для местности, лежащей с наветренной стороны станционныхпостроек

4. В случаях,когда местность не подходит под приведенную выше классификацию, можно приниматьпромежуточное значение параметра шероховатости.

5. Дляучастков контактной сети, проходящих по берегу озера, водоема, моря, если сдругой его стороны расположена отвесная стена гор, параметр шероховатостиследует принимать по п. 2.

Высотурасположения проводов контактной сети над подстилающей поверхностью дляучастков железной дороги с различным профилем следует определять в соответствиисо схемами рис. 2.

Для участков,расположенных в выемке глубиной 7 м и более, высоту z надподстилающей поверхностью следует принимать равной 3 м.

6. Прирасположении железнодорожной насыпи на местности с параметром шероховатости 0,5и 1 м высота расположения проводов контактной сети уменьшается на высотупрепятствия, т.е. становится равной (z -10) м. При этом значение параметра шероховатости подстилающей поверхностипринимают равным 0,15 м по п. 5 и 0,2 м - п. 6.

Рис. 1.Параметр шероховатости подстилающей поверхности zо, м. Коэффициентизменения ветрового давления:

I - насыпь высотой 40м (zм на рис. 2); II -нулевое место; III - выемка глубиной 5 м (zв на рис. 2)

Рис. 2. Схемы расположения проводов контактной сети надподстилающей поверхностью

2.12. Нормативное значениесредней составляющей ветровой нагрузки Qсн Н на опорные, поддерживающие и фиксирующиеустройства контактной сети определяют по формуле:

Qсн = qнзСхFк,                                                                                            (3)

где Сх- аэродинамический коэффициент, принимаемый по п.2 18 настоящих Норм и по обязательному приложению 4 СНиП 2.01.07-85 по нагрузкам и воздействиям;Fк - площадь конструкции или ее части по наружномугабариту, перпендикулярная направлению ветрового потока, м2.

2.13. Нормативное значениепульсационной составляющей ветровой нагрузки на опорные, поддерживающие ификсирующие устройства Qпн Н определяют по формуле:

Qпн = 0,73×Qсн×vп×mп,                                                                                 (4)

где vп×- коэффициентпространственной корреляции пульсации давления ветра, принимаемый по табл. 3; mп - коэффициент пульсацийдавления ветра, принимаемый по рис. 3.

2.14. Нормативное значениесредней составляющей ветровой нагрузки Qсн×Н на провода и передаваемой спроводов на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства определяют поформуле:

Qсн×= aнqнвСхFк,                                                                                        (5)

где aн - коэффициент, учитывающийнеравномерность давлений ветра вдоль пролета, принимаемый равным: при давленииветра до 400 Па - 0,9; 401-650-0,8; 651-1000-0,7; более 1001 Па - 0,65; примеханическом расчете проводов и длин пролетов aн = 1.

Рис. 3. Коэффициент пульсаций давления ветра

2.15. При наличиимноголетних (не менее 20 лет) данных местных гидрометеостанций о скоростяхветра допускается определять нормативное ветровое давление по выражению:

qo = 0,0615v2о,

где vо - скорость ветра на уровне10 м над поверхностью земли, соответствующая десятиминутному интервалуосреднения и превышаемая в среднем в 10 лет, м/с

2.16. Нормативное значениепульсационной составляющей ветровой нагрузки, передаваемой с проводов наопорные, поддерживающие и фиксирующие устройства Qпн H, находят по формуле:

Qпн = 0,73×Qсн×vп×mп×xп,                                                                             (6)

где xп - коэффициент динамичности,принимаемый по рис. 4 в зависимости от весапровода (проводов) (при гололеде вместе с весом отложения).

Таблица 3

Линейный размер конструкций. Длина пролета

2

5

10

15

20

25

35

45

55

65

70

75

vп

0,89

0,87

0,85

0,82

0,80

0,77

0,75

0,72

0,67

0,62

0,58

0,54

Рис. 4.Коэффициент динамичности для проводов контактной сети

2.17. При расчете ветровойнагрузки, передаваемой с проводов на опорные, поддерживающие и фиксирующиеустройства контактной сети, следует принимать следующие коэффициенты надежностипо ветровой нагрузке:

а) при расчете по прочности- 1,3;

б) при расчете подеформациям - 1,0;

в) при расчете по образованиютрещин в железобетонных опорах - 0,75.

Расчетное значение ветровойнагрузки на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства следует определятькак произведение нормативного значения накоэффициент надежности по ветровой нагрузке 1,2.

Механический расчет проводоввыполняют на нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки,принимая нормативное ветровое давление qo (п. 2.11), умноженное на коэффициент 1,10.

2.18. При определении ветровойнагрузки на провода и конструкции контактной сети значения аэродинамическогокоэффициента лобового сопротивления Сх принимать следующие:

а) одиночные провода и тросыдиаметром 20 мм и более - 1,10;

б) то же диаметром менее 20мм и также на провода и тросы, покрытые гололедом - 1,20;

в) одиночные контактныепровода и тросы цепной подвески с учетом зажимов и струн - 1,25;

г) двойные контактныепровода с расстоянием между ними 40 мм на нулевых местах и на насыпях высотойдо 5 м от сопротивления единичного провода - 1,55, то же на насыпях более 5 м -1,85;

д) железобетонные опорыкольцевого и круглого сечения - 0,7;

е) ригели жестких поперечинпо пп. 2.19 - 2.22данных Норм;

ж) плоские элементы конструкций- 1,4.

2.19. Расчет ветровых нагрузокна ригели жестких поперечин следует выполнять в соответствии с рекомендациями СНиП 2.01.07-85 по нагрузками воздействиям и дополнительными рекомендациями пп. 2.20 - 2.22настоящихНорм.

2.20. Ветровые нагрузки наригели жестких поперечин необходимо определять для отсека фермы и приводитьзатем к нагрузке на 1 м.

За отсек принята частьфермы, заключенная между двумя поперечными сечениями на длине панели ихарактеризующаяся схемой решетки и геометрическими параметрами, которыеповторяются по длине фермы (рис. 5).

2.21. Горизонтальнуюрасчетную нагрузку на отсек ригеля х1 Н определяют придействии ветра вдоль пути:

,

где nв - коэффициент надежности поветровой нагрузке, принимаемый равным 1,2;  - характерная площадьс наветренной стороны отсека фермы (м2), определяемая длячетырехгранных ферм по формуле:

 = Sп + Sпв + nркSрк + nрпSрп + nркгSркгcos3gc + 0,5nрксSрксcos3gc,

где Sп, Sпв, Sрк, Spп, Spкг, Spкc - характерные площади стержней отсека,соответственно нижнего и верхнего поясов, раскосов, распорки, раскосагоризонтальной грани, раскоса в поперечном сечении, м2, определяемыепо формулам (7).

Sп = dпlо; Sпв = dвlо;

; ;

; ;

,                                                                                           (7)

где dн, dв - ширина полки нижнего и верхнего пояса, м; lo - длина отсека, м; dрк, оп, ркг, ркс - ширина полки стержнейрешетки, м; gр - угол между поясом ираскосом в поперечном сечении, град; nрк, nрп - число раскосов, распорок на одной вертикальнойграни отсека; nркг - число раскосов на одной горизонтальной граниотсека; nркс - число раскосов в поперечных сеченияхчетырехгранного отсека; gr, gc - углы отклонения от вертикали раскосов,расположенных на горизонтальной грани отсека и в поперечном сечении отсекачетырехгранной фермы.

Аэродинамический коэффициентСх1 определяют по табл. 4.

Таблица 4

Отношение

Отношение

1,0

1,6

2,0

Отношение

1,0

1,5

1,0

1,5

1,0

1,5

0,05

2,55

2,59

2,66

2,70

2,77

2,81

0,10

2,05

2,10

2,20

2,25

2,35

2,40

0,20

1,68

1,73

1,89

1,94

2,10

2,15

2.22. Суммарную горизонтальнуюрасчетную ветровую нагрузку на ферму ригеля и несущие тросы цепной подвески,направленную перпендикулярно оси пути, z1 H, определяют по формуле (8):

,                                                          (8)

где  - характерная площадьфермы, равная сумме характерных площадей отсеков, м2; (lф - длина фермы, м; Сz1 = 0,3Сх1; Qpi - ветровая нагрузка на i -провод H, определяемая по указаниям пп. 2.12- 2.17.

Ветровая нагрузка на фермуригеля поперечины в направлении, перпендикулярном оси пути, может быть принятаравной 30 % от ветровой нагрузки на ферму вдоль оси пути.

Рис. 5.Схема отсека фермы

Наибольшая величинасуммарной ветровой нагрузки имеет место при угле скольжения b = 15° (рис. 6).

В последней формулеаэродинамический коэффициент лобового сопротивления несущих тросов (контактныхпроводов) при угле скольжения b = 15° определяют поформуле:

Сxi = Cx1 × cos2b1 = Cx1×0,932,

где Cxi - аэродинамические коэффициенты лобового сопротивления несущих тросов(контактных проводов) при их поперечном обтекании.

2.23. Максимальное значениеветровой нагрузки следует определять при температуре воздуха минус 5 °С.

Гололедные нагрузки

2.24. Гололедную нагрузку наконтактную сеть следует рассчитывать в соответствии с указаниями главы СНиП понагрузкам и воздействиям и дополнительными требованиями данных Норм.

2.25. Нормативное значениегололедной нагрузки на проводах и тросах, подвешенных на опорах контактнойсети, Qгн Н находят поформуле:

Qгн = qгнl,                                                                                                  (9)

где qгн - нормативное значение линейной гололедной нагрузкиН/м, определяемой, исходя из толщины стенки гололеда, приведенного кцилиндрической форме с плотностью g = 0,9 г/см3.

2.26. Нормативную толщинустенки гололеда bн повторяемостью один раз в 10 лет, приведенную квысоте 10 м над поверхностью земли и диаметру провода 10 мм, следует приниматьдля различных географических районов по табл.5. Для малоизученных районов толщину стенки гололеда принимать на районвыше. Изменение толщины стенки гололеда в зависимости от диаметра проводаследует учитывать по указаниям главы СНиП «Нагрузки и воздействия».

2.27. Местные условияобразования гололедно-изморозевого отложения учитывают поправочнымкоэффициентом Кb к толщине стенки отложенияпо данным табл. 6.

Рис. 6.Схема положения подвески относительно ригеля

Таблица 5

Гололедные районы СССР (принимаются по СНиП 2.01.07-85)

I

II

III

IV

V

Толщина стенки гололеда, мм

5

10

15

20

25

Таблица 6

№ пп

Вид поверхности

Поправочный коэффициент, Kb

1

Насыпь высотой, м

 

5

1,1

10

1,20

15

1,30

20

1,40

25

1,45

30 и более

1,50

2

Выемка глубиной, м

 

5

0,75

7 и более

0,60

3

Незащищенная от ветра, открытая, ровная поверхность

1,1

4

Лес, здания, станционные постройки с высотой более высоты расположения проводов

0,8

2.28. С целью учета особенностейгололедообразования на проводах контактной подвески необходимо:

а) при определении весагололеда на контактных проводах толщину стенки гололеда принимать равной 50 %толщины стенки, принятой для данного района;

б) при определении весагололеда на несущем тросе вводить поправочный коэффициент к весу отложения,равный 0,8.

2.29. Нагрузку от гололедана струнах Рг Н/м,отнесенную к длине пролета, следует определять по выражению:

при одном контактномпроводе:

Рг = g×p×0,13bн×(1,15bн + dс)10-3;                                                              (10)

при двух контактных проводахи шахматном расположении струн:

Рг = g×p×0,2bн×(1,15bн + dс)10-3;                                                                (11)

где bн - нормативная толщинастенки гололеда; dc - диаметр струны, мм; g - плотность гололеда g = 0,9 г/см3.

2.30. При различных углахвстречи гололедонесущего потока с проводами необходимо принимать следующиезначения массы гололеда, %:

при угле встречи 90°(перпендикулярно оси пути)        100

при 0° (вдоль оси пути)                                                     30

Примечания: 1. Указания п. 2.30 необходимоучитывать при расчете жестких поперечин на наиболее невыгодные сочетанияветровых и гололедных нагрузок.

2. Гололедные нагрузки для промежуточных значений угла допускаетсяопределять линейной интерполяцией между указанными значениями.

2.31. При расчете конструкцийконтактной сети необходимо принимать следующие значения коэффициентовнадежности по нагрузке к гололедной нагрузке:

а) при расчете по прочности:

для проводов в I, II, IIIгололедных районах - 1,3; в IV, V - 1,4;

для гололедных отложений наконструкциях опорных, поддерживающих и фиксирующих устройств - 1,3;

для проводов, на которыхпроектом предусмотрена плавка гололеда @ 1;

б) при расчете подеформациям: в I, II, III районах - 0,5; в IV, V - 0,7;

в) при расчете пообразованию трещин в железобетонных опорах - 0,3.

2.32. Нормативное значениеветрового давления, Па (скорость ветра, м/с) при гололеде принимать по табл. 7.

Таблица 7

Гололедные районы СССР

I

II

III

IV

V

qо, Па

92

100

117

167

192

vo, м/с

12

13

14

17

18

2.33. Местные условиязащищенности контактной сети при определении давления ветра в заданных условияхпри гололеде следует учитывать в соответствии с указаниями п. 2.11.

Значения средней ипульсационной составляющих нормативной ветровой нагрузки при гололедеопределяют по указаниям пп. 2.12 - 2.16.

Ветровую нагрузку наконтактные провода следует определять с учетом указаний п. 2.28.

2.34. Расчет проводов и длинпролетов следует выполнять на нормативное значение средней составляющейветровой нагрузки при гололеде, умноженной на коэффициент 1,10.

2.35. При расчете ветровойнагрузки, передаваемой с проводов, покрытых гололедом, на опорные,поддерживающие и фиксирующие устройства, необходимо принимать следующиекоэффициенты надежности по нагрузке:

а) при расчете по прочности- 1,3;

б) при расчете подеформациям - 0,85;

в) при расчете пообразованию трещин в железобетонных опорах - в I, II гололедных районах - 0,55;III, IV, V - 0,45.

2.36. Гололедную нагрузкуследует находить при температуре, определяемой согласно указаниям главы СНиП понагрузкам и воздействиям.

2.37. Гололедную нагрузку наферму жесткой поперечины определяют для отсека фермы и приводят затем кнагрузке на 1 м ее длины.

Расчетную гололеднуюнагрузку qгфр Н/м определяют по формуле:

,                                                                                     (12)

где nГ - коэффициент перегрузкидля гололедной нагрузки на ферму, принимаемый согласно требованиям главы СНиПпо нагрузкам и воздействиям; So- поверхность отсека, подверженная обледенению, м2.

So = 0,6S.

Здесь S -полная поверхность отсека фермы, м2;

S = S¢пnп + S¢пвnпв + S¢ркnрк + S¢рпnрп + S¢ркгnркг + S¢рпгnрпг + S¢рксnркс;

S¢п, S¢пв, S¢рк, S¢рп, S¢ркг, S¢рпг, S¢ркс - общая поверхность нижнего пояса (п),верхнего пояса (пв), раскоса (рк), распорки (рп), раскосагоризонтальной грани (ркг), распорки горизонтальной грани (рпг),раскосов в поперечном сечении фермы (ркс).

Sп = 4dlo; S¢пв = 4dвlo;

;

;

;

;

;

вф - высота фермы, аф - ширинафермы, dcp - определяют по формуле (7), nп; nпв; nрк; nрп; nркг; nрпг; nркс - число поясов нижних, верхних, раскосов и распорок на вертикальныхгранях, раскосов и распорок на горизонтальных гранях, а также раскосов впоперечных сечениях отсека фермы (соответственно).

Температурныевоздействия

2.38. Расчет натяжениянекомпенсированных проводов и передаваемых ими усилий на конструкции следуетпроизводить на основании данных об изменениях температуры в районеэлектрифицируемого участка в соответствии с требованиями главы СНиП построительной климатологии и геофизике, а при отсутствии необходимых материаловв этих Нормах - по данным ближайших метеостанций.

2.39. Нормативное значениеминимальной температуры воздуха (°С), определяют по формуле:

tнmin = t1 D1 - 6,

где t1 - многолетняя средняямесячная температура воздуха в январе, принимаемая по карте 5 обязательногоприложения 5 главы СНиП по нагрузкам и воздействиям или по СНиП строительнойклиматологии и геофизики; D1 - отклонение среднейсуточной температуры от средней месячной (t1), принимаемой главой СНиПпо нагрузкам и воздействиям.

При наличии многолетних (неменее 20 лет) данных местных метеостанций допускается определять нормативноезначение температуры воздуха по формуле:

,

где  - средняя суточнаятемпература наиболее холодных суток в январе; tmin - абсолютная минимальнаятемпература воздуха.

2.40. Расчетное значениеминимальной температуры воздуха равно абсолютной минимальной температуре.

2.41. При определении нагрузок,передаваемых на конструкции контактной сети от натяжения некомпенсированныхпроводов при температурных воздействиях, необходимо принимать следующиезначения коэффициентов к величине натяжения:

 

Для некомпенсированного несущего троса

Для одиночных проводов (усиливающих, питающих)

При расчете по:

 

 

прочности

1,1

1,2

деформациям

1,0

1,0

образованию трещин в железобетонных опорах

0,9

0,8

2.42. Нормативное ирасчетное значения максимальной температуры воздуха следует принимать равнымиабсолютной максимальной температуре воздуха tmax с учетом воздействия солнечной радиации (прямой ирассеянной).

Эквивалентное увеличениемаксимальной температуры воздуха в результате нагрева проводов солнечнойрадиацией определяют по выражению:

tр = 0,0162jmax,

где jmax - максимальное значениесуммарной солнечной радиации в Вт/м2, принимаемое по табл. 5 СНиП 2.01.01-82по строительной климатологии м геофизике.

Для районов, расположенныхмежду 46 и 56 градусами с. ш., температуру нагрева проводов солнечной радиациейtр можно принять равной 14°С.

2.43. При определении длиныанкерных участков цепных подвесок изменение температуры воздуха следуетопределять как среднее между среднегодовым и нормативным значениями.

2.44. Температурубеспровесного положения контактного провода следует определять по выражению:

tо =  - t',

где  - среднегодоваятемпература воздуха, определяемая по СНиП «Строительная климатология игеофизика»; t' -поправка, равная 20-25° при одном и 15-20° при двух контактных проводах.

Более точно температурубеспровесного положения контактного провода можно определить, исходя изследующих соотношений:

если значения  £  (после округления до5 °С), то равно 20 при одном, 15° при двух контактных проводах;

если  > , то t¢ соответственно равно 25 и20 °С.

Здесь - средняянормативная температура воздуха.

                                                                                          (13)

Монтажныенагрузки

2.45. Конструкции контактнойсети (опоры, консоли, жесткие поперечины, кронштейны фиксаторов) следуетпроверять расчетом на действие монтажных нагрузок, возникающих при погрузке,разгрузке и перевозке, выполняемых в соответствии с требованиями «Инструкции попроизводству и приемке строительных и монтажных работ при электрификациижелезных дорог», ВСН12-82, а также при монтаже как самих конструкций, так и располагаемых наних элементов контактной сети (проводов и др.).

2.46. При расчетеконструкций на воздействие нагрузок, возникающих при погрузочно-разгрузочныхработах и перевозке, должны быть рассмотрены схемы строповки и погрузки, вызывающиенаибольшие усилия в конструктивных элементах.

Если возникающие при этоммонтажные нагрузки приводят к необходимости увеличения сечений конструкции, тов проекте должны быть предусмотрены более рациональные схемы строповки ипогрузки, по которым и определяют затем значения монтажных нагрузок.

Монтажные нагрузки припогрузке, разгрузке и перевозке конструкций следует определять с учетомкоэффициентов; обусловленных динамическим воздействием:

при подъеме кранами                  1,25

при перевозке транспортом        1,6

При проектировании типовыхконструкций следует принимать коэффициент надежности по монтажной нагрузкеравным 1,6.

2.47. Опоры и жесткиепоперечины, перевозимые или складируемые в несколько рядов, нужно проверятьрасчетом на действие нагрузок от массы вышележащих конструкций на нижний ряд.

2.48. Опорные и поддерживающиеконструкции необходимо проверять на нагрузки, возникающие при монтаже цепныхподвесок и одиночных проводов, подвешиваемых со стороны поля. При этомполученные усилия необходимо умножать на коэффициент КД = 1,25, учитывающий динамическое воздействиенагрузки. Если методы монтажа отличаются от приведенных в ВСН12-82, то величины этих нагрузок следует определять в зависимости отметодов монтажа. Если намечаемый метод монтажа создает нагрузки, недопустимыедля типовых конструкций, то должны быть внесены изменения в метод монтажа или вконструкцию.

2.49. Горизонтальные инаклонные элементы решетки металлических опор и жестких поперечин при угленаклона 30° и менее, а также консоли и кронштейны фиксаторов проверяют расчетомна силу от массы монтера, равный 1000 Н.

2.50. Анкерные опоры и их оттяжкиследует рассчитывать на усилия вдоль пути от анкеруемых проводов. При этом дляопределения расчетной нагрузки величину нормативного натяжения в проводах восновных сочетаниях следует увеличивать на 15 %.

Нагрузки отобрыва проводов

2.51. Определение нагрузокаварийного режима на консольные опоры контактной сети следует производить дляслучая обрыва несущего троса цепных контактных подвесок, дающего наиболееневыгодные сочетания и наибольшие величины действующих на конструкцию сил; этисилы превышают нагрузки, возникающие при обрыве контактных или усиливающихпроводов.

Нагрузки при обрыве проводовна опорах питающих линий определяют, исходя из условий обрыва одного изпроводов, подвешенных на опоре, дающего наибольший изгибающий или крутящиймомент на опору. Продольная (вдоль линии) сила, приложенная в точке крепленияпровода при его обрыве, принимается равной 0,5 наибольшего натяжения провода,подвешенного на металлической опоре, и 0,3 наибольшего натяжения провода приего подвеске на железобетонной опоре. Нагрузки на концевые, угловые и анкерныеопоры при обрыве проводов питающих и отсасывающих линий определяют по Правиламустройства электроустановок (ПУЭ). При этом нагрузки определяют из условийобрыва проводов одной линии, дающих наибольший изгибающий или крутящий моментна опору. За линию принимаются провода, закрепленные на одной натяжнойгирлянде.

2.52. Расчетную схему для определений усилий,действующих на консольные опоры контактной сети при обрыве проводов цепнойподвески, следует принимать по рис. 7.

Рис. 7. Схема действия сил на опору при обрыве несущего троса

На конце консоли приложенавертикальная нагрузка QД Н,

QД = КДQс,                                                                                                (14)

где КД= 1,9 - динамический коэффициент; Qc - вес цепной контактной подвески,зависящий от типа применяемых проводов и длины пролета, Н.

Консоль (рис. 8) развернутана угол bк к линии, перпендикулярной оси пути таким образом,что точка закрепления троса передвинута вдоль пути на величину hп, равную конструктивной высоте цепной контактнойподвески. Угол bк определяют из условия

.

Рис.8. Расположение консоли (в плане) при действии максимальных сил, возникающихпри обрыве проводов

Изгибающий момент МД создается вертикальнойсилой, приложенной на конце консоли

МД = аДQД + а1Qк + аТQн,                                                                         (15)

где аТ- расстояние от оси опоры до точки крепления несущего троса, м; а1 - расстояние от оси опорыдо центра тяжести консоли, м; Qк - вес консоли, Н; Qн - вес изолятора, Н.

Очертание эпюры изгибающихмоментов соответствует приведенному на рис. 7. Работа опоры, имеющей разныезначения моментов инерции сечения вдоль оси пути и перпендикулярно к ней,соответствует косому изгибу.

Составляющие изгибающегомомента вдоль оси пути Меи перпендикулярно к оси пути Мпнужно вычислять по формулам:

Mе = MДsinbк;                                                                                           (16)

Мп = MДсosbк,                                                                                          (17)

где МД- изгибающий момент в плоскости действия равнодействующей силы.

2.53. Нагрузку наконструкции контактной сети от обрыва несущего троса определяют для заданноготипа контактной подвески, района по гололеду и длин пролетов. Для определениявертикальных сил, действующих при обрыве, следует принимать толщину стенкигололеда, равную 0,5 максимальной.

2.54. Расчет нагрузок наригель жесткой поперечины в аварийном режиме следует выполнять для случаяобрыва несущего троса в середине пролета контактной подвески одного из главныхпутей, дающего наиболее невыгодные сочетания и наибольшие величины действующихсил.

При расчете в аварийномрежиме продольной нагрузки в опорных узлах поперечины следует рассматривать туконтактную подвеску, обрыв несущего троса которой даст максимальное значениепродольной нагрузки.

Вертикальную нагрузку,действующую при обрыве проводов на жесткую поперечину, следует определять поформуле (14).

При расчете жесткойпоперечины на вертикальную нагрузку от обрыва проводов действие продольной силыне учитывают.

При подвешивании контактнойподвески на консольных стойках место приложения вертикальной нагрузки следуетопределять с учетом поворота консоли на угол bк (см. п. 2.52).

2.55. Нагрузку вдоль осипути на анкерные опоры при обрыве проводов следует определять по максимальнойвеличине их натяжения с учетом коэффициента 1,15, обусловленного динамическимвоздействием нагрузки при обрыве контактного провода или несущего троса.

2.56. Усилие вдоль пути,действующее при обрыве проводов компенсированной контактной подвески наанкерную опору средней анкеровки, нужно определять как сумму, состоящую из максимальногонатяжения в дополнительном тросе и 40 % натяжения в несущем тросе.

2.57. Продольную нагрузку нажесткие поперечины Рож, Нот обрыва несущего троса следует принимать в зависимости от веса контактнойподвески с учетом гололедного отложения на проводах Qп Н, величинынатяжения троса Т и длины узлаподвешивания троса на ригеле l по выражению:

Рож = Р¢ожКТКl,                                                                                       (18)

где

Р¢ож = 0,3 + 0,4Qп;                                                                                   (19)

КТ - коэффициент, учитывающий величину натяжения Т несущего троса (рис. 9); Кl - коэффициент, учитывающийдлину узла подвешивания l, несущего троса на ригележесткой поперечины (рис. 10).

При подвешивании контактнойподвески на консольных стойках и несущего троса компенсированной подвески нароликах расчет жесткой поперечины в аварийном режиме на продольную нагрузку непроизводят.

Рис. 9. Коэффициент, учитывающий величину натяжения несущего троса

Рис. 10. Коэффициент, учитывающий длину узла подвешивания несущеготроса на ригеле жесткой поперечины

2.58. При расчете жесткойпоперечины на продольную нагрузку от обрыва несущего троса вертикальнаясоставляющая нагрузки Qп принимается равной весуподвески с учетом гололедного отложения на проводах.

2.59. Реакция необорванныхнесущих тросов контактных подвесок соседних путей включает статическую идинамическую составляющие. Статическую составляющую реакции тросов следуетопределять по пп. 5.53 - 5.57 Норм.

Суммарная величина реакциитросов равна значению статической составляющей, умноженному на коэффициентдинамичности, равный 1,5.

2.60. При проектированиитиповых конструкций контактной сети нагрузки от обрыва проводов следуетпринимать для наиболее тяжелых расчетных условий; максимальной длины пролета,наиболее тяжелого типа контактной подвески и наибольшего веса отложения напроводах.

Рекомендуемые при типовомпроектировании величины нагрузок приведены в табл.8 и 9.

Примечания. 1. В таблицах приведенамаксимальная возможная в заданном ветровом районе унифицированная длинапролета, при которой определено усилие от обрыва

2.Максимальная длина пролета определена при значении параметра шероховатостиподстилающей поверхности, равном 0,5м.

3. Натяжение несущих тросов равно 20 кН.

2.61. Расчет консольных опорконтактной сети на особые сочетания нагрузок, появляющихся в результате обрывапроводов, следует производить только по первому предельному состоянию (понесущей способности).

2.62. Расчетное сопротивлениестали для расчета конструкции контактной сети по несущей способности нанагрузки от обрыва проводов следует принимать: при учете гололеда - равнымнормативному, а без гололедных отложений - 95 % от нормативного. При расчетежелезобетонных опор расчетное сопротивление стали может быть повышено на 10 %,а бетона - на 25 %.

2.63. При проектированииконсолей необходимо производить проверочный расчет на нагрузки от обрывапроводов. Вертикальную силу, приложенную на конце консоли, следует определять всоответствии с п. 2.52 настоящих Норм.

2.64. Кронштейны фиксаторовдля случая обрыва проводов следует рассчитывать на вертикальную нагрузку,приложенную в точке крепления фиксатора и равную массе контактных проводов надлине максимального пролета.


Таблица8

Расчетные условия

Габарит опор, м

Изгибающие моменты, кНм (М/Мп)

Тип контактной подвески

М-120 + 2МФ-100

ПБСМ-95 + 1МФ-100

Ветровой район СССР (длина пролета, м)

I-V (76)

VI (72)

VII (68)

I-V (72)

VI (64)

VII (60)

Без учета веса гололеда

3,1

10,3/11,26

9,81/10,72

9,31/10,18

6,07/6,64

5,50/6,01

5,22/5,70

3,3

10,32/12,46

9,83/11,86

9,33/11,27

6,09/7,35

5,51/6,66

5,23/6,31

3,5

10,29/13,72

9,80/13,06

9,31/12,41

6,07/8,09

5,50/7,33

5,21/6,95

5,0

10,46/22,46

9,97/21,40

9,48/20,35

6,26/13,44

5,69/12,22

5,41/11,61

5,7

10,71/26,89

10,22/25,66

9,73/24,44

6,52/16,38

5,96/14,96

5,67/14,25

С учетом веса гололеда при толщине стенки отложения, мм:

 

 

 

 

 

 

 

5

3,1

10,91/11,93

10,38/11,35

9,86/10,78

6,48/7,08

5,86/6,41

5,55/6,07

3,3

10,94/13,20

10,41/12,57

9,88/11,93

6,49/7,84

5,88/7,09

5,57/6,72

3,5

10,90/14,54

10,38/13,84

9,85/13,14

6,47/8,63

5,86/7,81

5,55/7,40

5,0

11,07/23,76

10,55/22,64

10,02/21,52

6,66/14,30

6,05/12,99

5,74/12,33

5,7

11,32/28,41

10,80/27,11

10,28/25,80

6,92/17,39

6,31/15,85

6,01/15,09

10

3,1

11,69/12,78

11,12/12,16

10,56/11,54

7,01/7,66

6,33/6,92

5,99/6,55

3,3

11,72/14,14

11,15/13,46

10,58/12,77

7,02/8,48

6,35/7,66

6,01/7,25

3,5

11,68/15,57

11,11./14,82

10,55/14,07

7,00/9,33

6,33/8,44

5,99/7,99

5,0

11,84/25,42

11,28/24,22

10,72/23,01

7,19/15,43

6,52/13,99

6,18/13,27

5,7

12,09/30,35

11,53/28,94

10,97/27,53

7,45/18,70

6,78/17,02

6,45/16,19

15

3,1

12,63/13,81

12,02/13,14

11,40/12,47

7,66/8,37

6,91/7,56

6,54/7,15

3,3

12,66/15,29

12,04/14,54

11,43/13,80

7,68/9,27

6,93/8,36

6,55/7,91

3,5

12,62/16,83

12,01/16,01

11,39/15,19

7,65/10,20

6,91/9,21

6,53/8,71

5,0

12,78/27,44

12,17/26,12

11,56/24,81

7,84/16,82

7,09/15,23

6,72/14,43

5,7

13,02/32,70

12,41/31,17

11,80/29,64

0,09/20,32

7,35/18,47

6,99/17,54

20

3,1

13,74/15,03

13,07/14,29

12,40/13.55

8,43/9,22

7,60/8,31

7,19/7,86

3,3

13,78/16,63

13,10/15,81

12,42/15,00

8,45/10,21

7,62/9,20

7,20/8,69

3,5

13,73/18,31

13,06/17,41

12,39/16,52

8,43/11,24

7,60/10,13

7,18/9,57

5,0

13,88/29,81

13,21/28,37

12,54/26,93

8,61/18,48

7,78/16,70

7,37/15,81

5,7

14,12/35,46

13,46/33,78

12,79/32,11

8,86/22,26

8,04/20,18

7,63/19,15

25

3,1

15,02/16,42

14,28/15,61

13,54/14,80

9,33/10,21

8,40/9,19

7,94/8,68

3,3

15,06/18,18

14,31/17,28

13,57/16,38

9,36/11,29

8,42/10,17

7,95/9,60

3,5

15,01/20,01

14,27/19,03

13,53/18,04

9,33/12,44

8,40/11,19

7,93/10,57

5,0

15,15/32,54

14,42/30,95

13,68/29,37

9,50/20,40

9,57/18,41

8,11/17,41

5,7

15,39/38,64

14,65/36,80

13,92/34,95

9,76/24,49

8,83/22/17

8,37/21,01


Таблица9

Продольная нагрузка, кН, при контактной подвеске типа

Расчетные условия

М-120 + 2МФ-100

ПБСМ 93 + МФ-100

Район по скоростному напору ветра
(длина пролета, м)

I-V (76)

VI (72)

VII (68)

I-V (72)

VI (64)

VII (60)

Без учета гололеда

1,79

1,72

1,65

1,18

1,10

1,06

С учетом гололеда при толщине стенки отложения, мм:

 

 

 

 

 

 

5

1,99

1,90

1,82

1,31

1,22

1,17

10

2,28

2,18

2,09

1,52

1,40

1,34

15

2,67

2,55

2,44

1,79

1,64

1,57

20

3,16

3,01

2,87

2,14

1,95

1,86

25

3,74

3,56

3,39

2,56

2,32

2,21

Сейсмическиевоздействия

2.65. В районах ссейсмичностью 8 - 9 баллов фундаменты, опоры и соединенные с ними жестким (нешарнирным) узлом жесткие поперечины или другие конструктивные элементы контактнойсети следует рассчитывать с учетом сейсмических воздействий, принимаемых всоответствии с указаниями главы СНиП по проектированию и строительству всейсмических районах (П-7-81) и настоящих Норм. Конструкции, имеющие шарнирноесоединение с опорой (консоли, фиксаторы), рассчитывают без учета сейсмическихвоздействий.

2.66. Расчеты ВЛэлектропередачи и контактной сети на сейсмическиевоздействия необходимо осуществлять для двух расчетных режимов:

а) распространениесейсмических волн перпендикулярно направлению контактной сети или ВЛ; в этомрасчетном режиме следует делать проверку опор контактной сети по прочности и подеформациям, а опор ВЛ - по деформациям и прочности с учетом дополнительногомомента от влияния массы проводов, получающегося в результате наклона опор;инерционные силы от массы проводов в этом расчетном режиме не учитывают;

б) направление сейсмическихволн совпадает с направлением ВЛ электропередачи или контактной сети; в этомслучае необходимо определять деформации опор на уровне подвешивания проводов,затем по разности деформаций опор определить изменение натяжения проводов засчет изменения длины пролета некомпенсированных проводов (начиная от анкернойопоры) и по величине изменения натяжения проводов определять продольную силу,действующую в точке крепления проводов к изоляторам, после этого делатьпроверку прочности штыревых изоляторов и опор.

Для проводов контактной сетикак на перегонах, так и на станциях в районах с сейсмичностью 8 - 9 балловрекомендуется компенсированная анкеровка, снижающая сейсмические воздействия наизоляторы и опоры при их направлении вдоль пути; не рекомендуется применениештыревых и опорных изоляторов.

2.67. Для снижения усилий отсейсмических воздействий на кронштейны и опоры вдоль пути от некомпенсированныхпроводов необходимо предусматривать специальные конструктивные мероприятия.

2.68. В расчетах насейсмостойкость опору контактной сети или ВЛ электропередачи следует считатькак систему с п степенями свободы смассой, сосредоточенной в п точках,соответствующих центрам масс элементов, на которые разделена опора, причемстопки длиной до 15,6 м следует рассчитывать при п = 5, при расчете стоек длиной до 21 м принимать п = 7, а длиной более 21 м - п = 10.

Расчетные изгибающие моментыот действия сейсмических сил для системы с пстепенями свободы следует определять не менее, чем для трех форм колебаний.

Расчетные сопротивлениястали и бетона при расчете конструкций на сейсмические воздействия принимать всоответствии с п. 2.62 данных Норм.

2.69. Для опор контактнойсети, ВЛ электропередачи коэффициент динамичности bl = 1/Тl при определениисейсмических сил следует увеличивать согласно действующим Нормам в 1,5 раза ипринимать равным bi =1,5/Тi, где Тi- период собственных колебаний опоры.

Методика расчета опорныхконструкции контактной сети на сейсмические воздействия приведена в приложении5.

Сочетаниянагрузок

2.70. Сочетание нагрузок длярасчета конструкций контактной сети принимают в соответствии с пп. 2.1 - 2.5настоящих Норм.

2.71. Нагрузки при различныхсочетаниях нужно умножать на коэффициенты сочетаний, приведенные в табл. 10.

Таблица10

№ пп

Наименование нагрузок и воздействий

Коэффициент сочетаний

1

Усилия от дополнительного натяжения или изменения направления некомпенсированных проводов, обусловленные температурными воздействиями при максимальном ветре

0,8

2

Ветровые нагрузки на провода, покрытые гололедом

Согласно п. 2.32 настоящих Норм

3

Температурные воздействия при гололеде

Согласно п. 2.36

2.72. При расчетеконструкций контактной сети на основные сочетания, включающие однукратковременную нагрузку, величину последней следует учитывать без снижения, апри расчете на те же сочетания, но при двух и более кратковременных нагрузках,расчетные величины этих нагрузок (или соответствующих им усилий в конструкциях)следует умножать на коэффициент сочетаний 0,9.

При расчете конструкцииконтактной сети на особые сочетания расчетные величины кратковременных нагрузок(или соответствующих им усилий в конструкциях) следует умножать на коэффициентсочетаний 0,8, кроме случаев, оговоренных в нормах проектирования зданий исооружений в сейсмических районах.

2.73. При учете сочетанийнагрузок за одну кратковременную нагрузку следует принимать:

ветровую нагрузку итемпературные воздействия в соответствии с п.2.23;

гололедно-ветровую нагрузкуи температурные воздействия в соответствии с пп. 2.32,2.36.

3.ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК И ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ

3.1. При определениинаибольшего допускаемого по прочности натяжения проводов и тросов следуетучитывать статистические характерные прочности проводов и действующих в данномрайоне климатических нагрузок, срок службы проводов, снижение их прочности вэксплуатации, динамические нагрузки, возникающие при колебании проводов,возможное отклонение натяжения провода при его монтаже.

3.2. Напряжения в проводе завесь срок службы его не должны превышатьвеличины предела упругости материала провода.

3.3. Максимальное натяжениепроводов воздушных линий и несущих тросов полукомпенсированных цепныхконтактных подвесок может быть достигнуто в одном из следующих расчетныхрежимов:

минимальная температура воздухапри отсутствии добавочных нагрузок;

наибольшая гололеднаянагрузка при одновременном воздействии давления ветра;

наибольшая ветроваянагрузка.

3.4. Наибольшее допускаемоепо прочности значение натяжения проводов воздушных линий и несущих тросов контактныхподвесок определяют в зависимости от расчетного режима и марки провода повыражению

Ндоп = Rз,                                                                                               (20)

где R - величина разрушающейнагрузки при растяжении проводов, принимаемая по государственным стандартам илизаводским сертификатам; Кз - коэффициент запаса прочности,принимаемый по табл. 11.

Таблица11

Расчетный режим

Гололедный район СССР

Коэффициент запаса прочности несущих тросов полукомпенсированных контактных подвесок и проводов воздушных линий (марок)

сталемедный (ПБСМ)

сталеалю­миниевый (ПБСА)

медный (М)

алюми­ниевый (А)

сталеалю­миниевый (AC)

Наибольшая гололедная нагрузка с давлением ветра

I-II

2,8

2,9

2,1

2,7

3,0

III-IV

3,0

3,0

2,2

3,0

3,5

V

3,2

3,2

2,4

3,5

4,0

Наибольшая ветровая нагрузка

-

2,8

2,9

2,1

2,7

3,0

Низшая температура воздуха

-

2,8

2,9

2,1

2,7

3,0

Примечание. Для несущих тросовкомпенсированных контактных подвесок величину Кз следует принимать равной: для троса марки ПБСМ-2,8; ПБСА-3,0;М-22.

Величину наибольшегодопускаемого натяжения проводов несущих тросов Ндоп, кН (кгс), следует принимать по табл. 12.


Таблица 12

Расчетный режим

Гололедный район СССР

Наибольшее допускаемое натяжение кН (кгс) несущих тросов полукомпенсированных контактных подвесок и проводов воздушных линий (марок)

ПБСМ-70

ПБСМ-95

ПБСА-50/70

М-120

М-95

А-120

А-150

A-185

AC-25/4,2

AC-35/6,2

AC-50/8

AC-70/11

Наибольшая гололедная нагрузка с давлением ветра

I-II

16,66 (1700)

20,58 (2100)

18,62 (1900)

20,58 (2100)

16,66 (1700)

7,35 (750)

8,33 (850)

10,29 (1050)

2,94 (300)

4,41 (450)

5,39 (550)

7,84 (800)

III-IV

15,68 (1600)

19,60 (2000)

17,64 (1800)

19,60 (2000)

15,68 (1600)

6,37 (650)

7,35 (750)

9,31
(950)

2,45 (250)

3,49 (350)

4,41 (450)

6,86 (700)

V

14,70 (1500)

17,29 (1800)

16,66 (1700)

18,62 (1800)

14,70 (1500)

5,39 (550)

6,37 (650)

7,84
(800)

1,96 (200)

2,94 (300)

3,92 (400)

5,88 (600)

Наибольшая ветровая нагрузка

-

16,66 (1700)

20,58 (2100)

18,62 (1900)

19,60 (2000)

16,66 (1700)

7,35 (750)

8,33 (850)

10,29 (1050)

2,94 (300)

4,41 (450)

5,39 (550)

7,84 (800)

Минимальная температура воздуха

-

16,66 (1700)

20,58 (2100)

28,62 (1900)

20,58 (2100)

16,66 (1700)

7,35 (750)

8,33 (850)

10,29 (1050)

2,94 (300)

4,41 (450)

5,39 (550)

7,84 (800)

Примечание. Для несущих тросовкомпенсированных контактных подвесок величину номинального натяжения следуетпринимать равной: для троса марки ПБСМ-70 - 15,68 (1600); ПБСМ-95 - 19,60(2000); ПБСА-50/70 - 17,64 (1800); М-120 - 19,60 кН (2000 кгс).


3.5. Для новых марок несущихтросов контактных подвесок и проводов воздушных линий, не приведенных в табл. 11, коэффициент запаса прочности

,                                                                                             (21)

где Кп- коэффициент надежности по нагрузке, принимаемый по табл. 13; Ко- коэффициент надежности по материалу; т- коэффициент условий работы; Кпу- коэффициент, равный отношению предела упругости материала провода к еговременному сопротивлению при растяжении.

Значения коэффициентов т, Кои Кпу приведены в табл. 14.

3.6. За исходный расчетныйрежим следует принимать режим, при котором при заданных расчетных условияхнатяжение провода за срок его службы будет максимальным. Расчет производят втакой последовательности:

устанавливают режимнаибольшей добавочной нагрузки;

по величине критическогопролета и заданных пролетов анкерного участка с учетом способа закрепленияпровода на поддерживающих конструкциях (подвижные точки подвеса или нет)определяют исходный расчетный режим.

3.7. Критическим пролетом lкр следует считать пролет, в котором максимальное засрок службы натяжение провода (несущего троса) при низшей температуре воздухаравно натяжению при наибольшей добавочной нагрузке.

Для одиночного проводавоздушной линии

,       (22)

где НДдоп,Нtдоп - наибольшее допускаемоезначение натяжения провода воздушной линии соответственно при режиме наибольшейдобавочной нагрузки и низшей температуре воздуха; qД - результирующая линейнаянагрузка на провод воздушной линии при режиме наибольшей добавочной нагрузки, g - вес 1 м провода; tД, tmin -соответственно температура воздуха при режиме наибольшей добавочнойнагрузки и низшая температура воздуха в заданном районе; a - температурный коэффициент линейного расширенияматериала провода; S, Е - соответственно сечение провода имодуль упругости материала провода.

3.8. Для пролетов длинойменьше критического за исходный расчетный режим следует принимать режим низшейтемпературы воздуха, для пролетов длиной больше критического - режим наибольшейдобавочной нагрузки.

Таблица 13

Расчетный режим

Голо­ледный район СССР

Коэффициент надежности по нагрузке

Несущие тросы цепных контактных подвесок (марок)

Провода воздушных линий (марок)

полукомпенсированные

компенсированные

сталемедный (ПБСМ)

сталеалюминиевый (ПБСА)

медный (М)

стале­медный (ПБСМ)

сталеалю­миниевый (ПБСА)

медный (М)

алюми­ниевый (А)

стале­алюми­ниевый (AC)

Наибольшая гололедная нагрузка с давлением ветра

I-II

1,05

1,10

1,10

1,10

1,10

1,15

1,10

1,10

III-IV

1,19

1,15

1,15

1,10

1,10

1,15

1,20

1,30

V

1,20

1,20

1,25

1,10

1,10

1,15

1,40

1,50

Наибольшая ветровая нагрузка

-

1,05

1,10

1,10

1,10

1,10

1,15

1,10

1,10

Минимальная температура воздуха

-

1,05

1,10

1,10

1,10

1,10

1,15

1,10

1,10

Таблица 14

Коэффициент

Значения коэффициентов для несущего троса контактной подвески, провода воздушной линии марок

сталемедный (ПБСМ)

сталеалюминиевый биметаллический (ПБСА)

медный (М)

алюминиевый (А)

сталеалюминиевый комбинированный (AC)

т

0,75

0,75

0,90

0,80

0,80

Ко

1,02

1,12

1,02

1,04

1,03

Кпу

0,52

0,57

0,60

0,53

0,48

3.9. Критической нагрузкой qкр следует считать такую нагрузку в режиме добавочнойнагрузки, при которой максимальное натяжение провода равно наибольшемунатяжению при низшей температуре воздуха.

Для провода воздушной линии

;             (23)

где l -расчетный пролет, принимаемый равным при подвижных точках подвеса проводавеличине эквивалентного пролета.

3.10. Если qкр > qв, то за исходный расчетныйрежим следует принимать режим низшей температуры воздуха, если qкр < qД - режим наибольшейдобавочной нагрузки.

3.11. Расчетный режимнаибольшей добавочной нагрузки (гололедно-ветровая нагрузка или наибольшаяветровая нагрузка), при котором натяжение провода принимает максимальноезначение, определяют следующим образом:

для провода воздушной линии

,                                                                                          (24)

где НГдопи НВдоп - наибольшеедопускаемое значение натяжения провода воздушной линии соответственно прирежиме гололеда с ветром и наибольшей ветровой нагрузки; qВ - результирующая линейная нагрузка на провод воздушной липни при режименаибольшей ветровой нагрузки.

Для несущего троса выраженияаналогичные (22), (23) и (24) определяютиз уравнения состояния для полукомпенсированной цепной контактной подвески.

Если qГ > q'Г, то за исходный расчетныйрежим следует принимать режим наибольшей гололедной нагрузки при одновременномвоздействии давления ветра; при qГ < q'Г - режим наибольшей ветровой нагрузки.

Здесь qГ - результирующая линейная нагрузка на провод(несущий трос) при режиме гололеда с ветром.

3.12. Максимальное за срокслужбы натяжение провода равно наибольшему допускаемому натяжению при исходномрасчетном режиме, умноженному на соответствующий коэффициент надежности понагрузке

Нmax = НдопКп.                                                                                           (25)

3.13. Наименьшее за времяэксплуатации провода значение разрушающей нагрузки

Rм = Rm/Ко.                                                                                              (26)

3.14. Натяжение проводавоздушной линии при воздействии веса провода и сосредоточенных сил следуетопределять по уравнению состояния провода

,       (27)

где Р1,Р2, Р3Рi, Рк - сосредоточенные силы, действующие на провод висходном режиме на расстоянии а отлевой опоры на расстоянии вi от правой; i = 1, 2, 3 … К - число действующих на провод висходном расчетном режиме сосредоточенных сил; Рх1, Рх2,Рх3Рхm... Pxn - сосредоточенные силы,действующие на провод в рассчитываемом режиме на расстоянии am от левой опоры и нарасстоянии вm от правой; i = l, 2, 3 ... К - число действующих на провод врассчитываемом режиме сосредоточенных сил.

Индекс «1» относится квеличинам в исходном расчетном режимеи индекс «х» - в рассчитываемомрежиме.

3.15. Стрела провеса проводавоздушной линии на расстоянии х отлевой опоры определяется по следующему выражению:

,                                              (28)

где Рп- сосредоточенные силы, действующие на провод слева от сечения х.

4.ЗАЩИТА КОНСТРУКЦИЙ КОНТАКТНОЙ СЕТИ ОТ КОРРОЗИИ

4.1. Проектирование защитыстальных конструкций контактной сети, железобетонных опор и фундаментов откоррозии следует производить в соответствии с рекомендациями главы СНиП позащите строительных конструкций от коррозии, «Инструкции по заземлениюустройств электроснабжения на электрифицированных железных дорогах» и другихдействующих нормативных документов по проектированию антикоррозионной защитыстроительных конструкций, утвержденных в установленном порядке.

4.2. Обеспечение требуемойдолговечности стальных несущих конструкций контактной сети следует достигатьпутем:

устройства защиты отагрессивных воздействий окружающей среды;

применения атмосферостойкихсталей, при необходимости в сочетании с защитными покрытиями;

других способов увеличениясрока службы конструкций по условиям коррозии (приложение9).

Предпочтение следуетотдавать металлизационным и комбинированным защитным покрытиям.

4.3. Поверхностиметаллических конструкций должны быть доступны для очистки и нанесения защитныхпокрытий. Зазоры между стыкуемыми элементами должны отсутствовать.

4.4. Подготовка поверхностиметалла под алюминирование должна выполняться сухим способом для исключенияотложения солей в щелях между стыкуемыми элементами сварных конструкций,неизбежного при химическом методе.

4.5. После выполнения сваркиалюминированного проката сварные соединения дополнительно защищают от коррозии,нанося алюминиевые покрытия на сварной шов методом газопламенного напыления.

4.6. Стальные деталиконтактной сети должны быть, как правило, оцинкованы. Толщина покрытий стальныхдеталей должна приниматься в соответствии с требованиями главы СНиП по защитестроительных конструкций от коррозии.

4.7. В рабочих чертежахжелезобетонных опор и фундаментов необходимо указывать тип вяжущего изаполнителей для изготовления бетона, наиболее стойкие в данной среде,минеральные и органические добавки к бетону, требуемую плотность бетона,характеризуемую коэффициентом фильтрации или соответствующей ему маркой поводопроницаемости, толщину защитного слоя бетона, вид арматуры и способы ее фиксации, способ и средства защиты отагрессивных сред, периодичность восстановления их.

4.8. Предохранение арматурыжелезобетонных опор и фундаментов от коррозии должно обеспечиваться всоответствии с рекомендациями раздела II главы СНиП по защите строительныхконструкций от коррозии.

4.9. На фундаментную частьцентрифугированных опор, стаканные и свайные фундаменты, предназначенные дляработы в неагрессивных средах, защитные покрытия можно не наносить.

4.10. В грунтах сагрессивными средами область применения бетона для фундаментов и опор, а такжеобласть применения бетонов разной плотности раздельных опор определять всоответствии с приложением10.

4.11. Фундаментыметаллических опор должны выступать из грунта не менее чем на 300 мм. Оголовкифундаментов заделывать не следует. Сечения анкерных болтов следует подбирать сучетом износа их в зоне, расположенной выше обреза фундамента.

5.ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ОПОРНЫХ, ПОДДЕРЖИВАЮЩИХ И ФИКСИРУЮЩИХУСТРОЙСТВ КОНТАКТНОЙ СЕТИ

Материалы для металлических конструкций контактной сети

5.1. Стальные конструкцииустройств энергоснабжения железных дорог распределяются по условиям применениясталей на следующие группы, нумерация которых соответствует нумерации групп,приведенных в табл. 50 приложения 1 главы СНиП по проектированию стальныхконструкций.

Группа 1. К конструкциямустройств энергоснабжения не относится.

Группа 2. Конструкции иэлементы, связанные с натяжением проводов;

тяги консолей и кронштейнов;

закладные детали для ихкрепления;

штанги, хомуты и штангианкерных оттяжек;

компенсаторные ролики,полухомуты (с резьбой и сваркой);

детали для крепления жесткихпоперечин к наголовникам;

бугели штампованные и т.п.

Для группы 2 применять стальпо табл. 15.

Группа 3. Элементы узловкрепления поддерживающих устройств (сварные, штампованные, гнутые); элементызакладных деталей (кроме болтов), пяты и хомуты для крепления консолей икронштейнов и т.п.

Конструкции и элементынесущих, поддерживающих и фиксирующих устройств (сварные, гнутые,штампованные); опоры, ригели и оголовки жестких поперечин, прожекторные мачты,опоры молниеотводов, подкосы консолей, кронштейны ЛЭП и дополнительных проводов(кроме тяг из круглой стали), кронштейны анкерных оттяжек, стойки консольные ификсаторные, стойки-надставки для опор и жестких поперечин, траверсы переходныхопор, фиксаторы и фиксаторные кронштейны, коромысла анкеровок и т.п.,конструкции ОРУ и тяговых подстанций.

Таблица15

Сталь

ГОСТ или ТУ

Категории стали для климатического района строительства (расчетная температура, °С)

II4 (-30 > t ³ -40) II5 и др. (t ³ -30)

I2, II2и II3 (-40 > t ³ -50)

I1 (-50 > t ³ -65)

С245

ГОСТ 27772-88*

+Г

-

-

С255

ГОСТ 27772-88*

+

-

-

Круглая сталь СтЗкп и СтСп5

ГОСТ 535-88

 

 

 

С245

ГОСТ 27772-88*

+Г

-

-

С255

То же

+

-

-

С275

»

+Г

-

-

С285

»

+

-

-

С345

»

1

3,4

4а, д)

С345К

»

+

-

-

С375

»

1

3

4а, д)

_________

* Кроме круглой стали.

Для группы 3 применять стальпо табл. 16.

Таблица 16

Сталь

ГОСТ или ТУ

Категории стали для климатического района строительства (расчетная температура, °С)

II4 (-30 > t ³ -40) II5 и др. (t ³ -30)

I2, II2и II3 (-40 > t ³ -50)

I1 (-50 > t ³ -65)

С235

ГОСТ 27772-88*

+е, н

-

-

С245

То же

+

-

-

С255

»

+

+ж

-

С275

»

+

-

-

С285

»

+

+ж

-

С345

»

1

1

2 или 3,4

С345К

»

+

+

-

С375

»

1

1

2 или 3

С390

»

+

+

+

С390К

»

+

+

+

___________

* Кроме круглой стали

Группа 4. Конструкции ВЛ до1 кВ, вспомогательные конструкции и элементы (сварные, штампованные, гнутые);кронштейны для светильников и прожекторов, оснастка молниеотводов, деталиограничителей, анкеровочные устройства, заградительные щиты, детали заземленияи т.п.

Для группы 4 применять стальсогласно табл. 17.

Таблица17

Сталь

ГОСТ или ТУ

Категории стали для климатического района строительства (расчетная температура, °С)

II4 (-30 > t ³ -40) II5 и др. (t ³ -30)

I2, II2и II3 (-40 > t ³ -50)

I1 (-50 > t ³ -65)

С235

ГОСТ 27772-88*

+

-

-

С245

То же

-

+

+

С255

»

-

+

+

С275

»

-

+

+

С285

ГОСТ 27772-88*

-

+

+

ВСтЗкп толщиной до 4 мм)

ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1

2е

2е

2е

ВСтЗкп (толщиной 4,5-10мм)

То же

2е

-

-

ВСтЗпс (толщиной 5-15 мм)

ГОСТ 10706-76*, группа В с доп. требованием по 1.6

4

4

-

ВСтЗпс (толщиной до 6,5 мм)

ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1

2е

2е

2е

ВСтЗпс (толщиной 6-10 мм)

ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1

6

6

-

__________

* Кроме круглой стали.

Обозначения, принятые втабл. 15 - 17:

а) фасонный прокат толщинойдо 11 мм, а при согласовании с изготовителем до 20 мм; листовой - всех толщин;

г) для района II4 для неотапливаемых зданий иконструкций, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха, применятьтолщины не более 10 мм;

д) при толщине проката не более11 мм допускается применять сталь категории 3;

е) кроме опор ВЛ, ОРУ и КС;

ж) прокат толщиной до 10 мми с учетом требований разд. 10 СНиП по проектированию стальных конструкций;

и) кроме района II4 для неотапливаемых зданий иконструкций, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха.

Знак «+» означает, чтоданную сталь следует применять; знак «-» означает, что данную сталь в указанномклиматическом районе применять не следует.

1. Требования настоящихтаблиц распространяются на листовой прокат толщиной от 2 мм и фасонный прокаттолщиной от 4 мм по ГОСТ27772-88*; сортовой прокат (круг, квадрат, полоса) применять поТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71**(с 1990 г. ГОСТ535-88 и с 1991 г. ГОСТ 380-88 и ГОСТ19281-73*. Указанные категории стали относятся к прокатутолщиной не менее 5 мм. При толщине менее 5 мм приведенные в таблице сталиприменяются без требований по ударной вязкости.

2. Климатические районыстроительства устанавливаются в соответствии с ГОСТ16350-80 «Климат СССР. Районирование и статистические параметрыклиматических факторов для технических изделий». Указанные в головке таблиц вскобках расчетные температуры соответствуют температуре наружного воздухасоответствующего района, за которую принимается средняя температура наиболеехолодной пятидневки согласно указаниям СНиП по строительной климатологии игеофизике.

3. При соответствующемтехнико-экономическом обосновании стали С345, С375 могут заказываться, какстали повышенной коррозионной стойкости (с медью) - С345Д, С375Д.

4. Применениетермоупрочненного прокатного нагрева фасонного проката из стали С345Т и С375Т,поставляемого по ГОСТ27772-88* как сталь С345 и С375, не допускается в конструкциях,которые при изготовлении подвергаются металлизации или пластическим деформациямпри температуре выше 700 °С.

5. К сортовому прокату(круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71**(с 1990 г. ГОСТ535-88) и ГОСТ19281-73* предъявляются такие же требования, как к фасонномупрокату такой же толщины по ГОСТ27772-88*. Соответствие марок сталей по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ380-71* и ГОСТ19281-73*, ГОСТ19282-73*, сталей по ГОСТ27772-88* следует определять по табл. 51, б главы СНиП попроектированию стальных конструкций.

5.2. Для болтовых соединенийконструкций контактной сети, а также для фундаментных блоков следует применятьстальные болты и гайки в соответствии с требованиями Главы СНиП II-23-81* по проектированию стальных конструкций(табл. 57*) с учетом того, что конструкции контактной сети нерассчитываются на выносливость.

5.3. Валики надлежитприменять:

при расчетной температуреминус 30 °С и выше - из углеродистой стали С235 по ГОСТ27772-88*;

при расчетной температуреминус 40 °С и выше - из углеродистой стали С255 по ГОСТ27772-88*;

при расчетной температуреминус 65 °С - из углеродистой стали или из низколегированной стали С345 по ГОСТ27772-88*.

5.4. Приведенные вышепонятия «штампованные или гнутые» относятся только к холодной штамповке илигнутью (без нагрева).

5.5. Стальные конструкцииконтактной сети должны иметь надежное защитное покрытие от коррозии (окраска,оцинковка, алюминирование и т.п.).

Стальные сварныеконструкции, для которых предусматривается горячее оцинкование илиалюминирование, должны иметь сварные соединения встык; сварка внахлестку недопускается.

Все конструкции контактнойсети при изготовлении нужно маркировать с указанием года изготовления изавода-изготовителя; на каждую отгружаемую с завода партию конструкций идеталей должен быть сертификат с указанием марки стали.

5.6. Применение алюминиевыхсплавов для конструкции контактной сети допускается при технико-экономическомобосновании его целесообразности.

5.7. Для конструкцийконтактной сети в основном рекомендуются сплавы АМг2М, АМг2П, АД31Т, АД31Т1 всоответствии с требованиями СНиП по алюминиевым конструкциям.

5.8. Алюминиевые сплавымарок, не указанных в п. 5.7, применяют по отдельному разрешению организации,утверждающей проект.

5.9. Материалы для заклепок,болтов, отливок из литейных алюминиевых сплавов, а также для электродов иприсадочного материала следует применять в соответствии с указаниями пп. 2.6 -2.9 СНиП по алюминиевым конструкциям.

Расчетныехарактеристики материалов и соединений

5.10. Физическиехарактеристики стали (модули упругости, коэффициенты поперечной деформации,коэффициент литейного расширения, объемный вес) принимают согласно указаниямтабл. 63 приложения 3 Главы СНиПII-23-81*по проектированию стальных конструкций.

5.11. Расчетныесопротивления стали при проектировании конструкций контактной сети принимаютсогласно указаниям пп. 3.1, 3.2 и табл. 2 и 7 Главы СНиП II-23-81* попроектированию стальных конструкций.

5.12. Расчетныесопротивления (усилия) при растяжении стального каната принимают равнымизначению разрывного усилия каната в целом, установленному государственнымистандартами или заводскими сертификатами, деленному на коэффициент безопасностипо материалу 1,6 и умноженному на коэффициент условий работы элементаконструкций, принимаемый по табл. 18.

5.13. Для конструктивныхэлементов, не перечисленных в табл. 18,коэффициент условий работы принимают m = 1.

5.14. Расчетныесопротивления сварных соединений, выполняемых при монтаже, должны бытьдополнительно понижены путем умножения на коэффициент, равный 0,8 (см. табл. 18).

5.15. Расчетныесопротивления болтовых соединений следует принимать по табл. 58*-61*главы СНиП II-23-81* попроектированию стальных конструкций.

5.16. Расчетныесопротивления стали в конструкциях контактной сети понижают умножением накоэффициенты условий работы, принимаемые по табл.18.

Таблица18

№ пп

Наименование конструктивных элементов

Коэффициент условия работы

1

Решетки с проколотыми дырами

0,9

2

Сжатые и растянутые элементы поясов и растянутые элементы решетки

0,95

3

Сжатые основные элементы решетки при гибкости их l ³ 60

0,8

4

Сжатые раскосы из одиночных уголков, прикрепляемые к поясам одной полкой сваркой или двумя и более заклепками, располагаемыми по длине раскоса:

 

а) треугольная и перекрестная решетка с несовмещенными в смежных гранях узлами

0,8

б) перекрестная решетка с совмещенными в смежных гранях узлами

0,9

5

Сжатые раскосы из одиночных уголков, прикрепляемых к поясу одной полкой на болтах или на одной заклепке

0,75

6

Оттяжки продольные и поперечные:

 

 

а) из круглой стали

0,9

 

б) из стальных канатов

0,8

7

Фиксаторы и фиксаторные кронштейны

0,85

8

Анкеровочные устройства и анкеровочные болты

0,75

9

Стяжные болты, работающие на растяжение

0,65

10

Сжато-изогнутые элементы консолей и фиксаторов при гибкости l ³ 200

0,8

11

Сварные соединения, выполняемые при монтаже в полевых условиях

0,8

5.17. Расчетныесопротивления деформируемых алюминиевых сплавов, отливок, сварных, заклепочныхи болтовых соединений для расчетных температур наружного воздуха в интервале от50 до 65 °С следует принимать согласно указаниям главы СНиП по проектированиюстальных конструкций.

5.18. При расчете элементови соединений конструкций и алюминиевых сплавов расчетные сопротивления следуетумножать на коэффициенты условий работы, принимаемые согласно указаниям главыСНиП по проектированию стальных конструкций.

Для сжато-изогнутыхэлементов консолей и фиксаторов при l ³ 200 коэффициент условийработы следует принимать m =0,8.

5.19. Расчетноесопротивление изгибу для стержневых фарфоровых изоляторов, применяемых вконсолях и фиксаторах, Rф до Н/см2,принимают в соответствии с результатами испытаний следующим:

Дляконсольных изоляторов ИКСУ-27                              190

(при разрушающей нагрузке наизолятор в целом)           110

Для фиксаторных изоляторов VKL-60/7                            300

(при разрушающей нагрузке на изолятор в целом)              80

Примечание. При изменении геометрическихразмеров и технологии изготовления стержневых изоляторов расчетныесопротивления для них необходимо определять дополнительно.

Проектированиестальных конструкций опорных и поддерживающих устройств

5.20. Расчет стальныхконструкций контактной сети выполняют в соответствии с требованиями главы СНиПпо проектированию стальных конструкций и дополнительными указаниями данныхНорм.

5.21. Типовые консольныеопоры контактной сети рассчитывают на нагрузки, соответствующие огибающимэпюрам изгибающих моментов и поперечных сил, приведенным для железобетонныхопор в гл. 6настоящих Норм. Кроме этого, должна быть произведена проверка на действиенагрузок, возникающих при обрыве проводов.

Расчет нетиповых(индивидуальных) стальных опор следует производить на нагрузки, определяемые впроектах конкретными условиями.

5.22. Типовые стальныестанционные опоры гибких поперечин и фундаменты для них рассчитывают по обобщенным эпюрам изгибающих моментов,поперечных (перерезывающих) и продольных (вертикальных) сил.

Расчетные нагрузки дляпроектирования типовых стальных опор гибких поперечин определяют путемумножения значений нормативных нагрузок на обобщенный коэффициент перегрузки nоб = 1,15.

Для подбора опор гибкихпоперечин расчетным является режим гололеда с ветром или режим максимальноговетра. При небольшом поперечном пролете (до 30 м) расчетным может быть режиммаксимального ветра. Расчетным является сечение на уровне обреза фундамента.

Расчет опор гибких поперечинв направлении, перпендикулярном оси пути, производят на действие внешних сил отнатяжения поперечного несущего троса, приложенного к вершине опоры, и отнатяжений верхнего и нижнего фиксирующего тросов, приложенных соответственно навысоте 10 и 7,5 м от уровня обреза фундамента, а также от давления ветра наопору.

Горизонтальную силу отнатяжения поперечного несущего троса принимают равной частному от делениямаксимального изгибающего момента от вертикальных сил (считая трос как балку надвух опорах) на стрелу провеса троса в этом же сечении; вертикальнуюсоставляющую натяжения этого троса принимают равной половине вертикальных сил,действующих на трос.

Нормативная горизонтальнаясила натяжения поперечного несущего и фиксирующего тросов, принятая при расчететиповых опор гибких поперечин, приведена в табл. 19.

Таблица 19

Опоры

Горизонтальная сила натяжения, кН

Высота, м

Момент, кНм

поперечного несущего троса

каждого из фиксирующих тросов

15

350

16,00

7,00

15

450

22,00

7,00

15

650

34,00

8,00

20

650

26,00

7,00

20

850

35,00

8,50

20

1050

44,00

10,00

20

1500

62,00

15,00

Промежуточные опоры гибких поперечиннеобходимо проверять расчетом на следующие нагрузки:

а) усилия от анкеровкиодиночных проводов, создающие нормативный изгибающий момент на уровне обрезафундамента, - 100 кНм;

б) продольная составляющаяот нагрузок, действующих перпендикулярно оси пути при возможном развороте опорына 5°;

в) давление ветра на опору.

Анкерные опоры гибкихпоперечин рассчитывают на действие изгибающего момента вдоль пути, равного 250кНм на уровне обреза фундамента.

5.23. Стальные конструкцииопорных и поддерживающих устройств нужно проверять на действие монтажныхнагрузок.

5.24. Расчетцентрально-сжатых и центрально-растянутых элементов, а также расчет сварныхсоединений стальных конструкций опорных и поддерживающих устройств осуществляютсогласно указаниям СНиП II-23-81*.

5.25. Расчет элементовстальных опор, на которые действуют нагрузки (изгибающие моменты)перпендикулярно и вдоль оси пути, для анкерных самонесущих опор или дляпромежуточных опор при обрыве проводов выполняют на усилия, получаемыесуммированием воздействия от моментов, действующих в двух взаимноперпендикулярных плоскостях.

5.26. Пространственнуюрешетчатую конструкцию металлической опоры следует рассматривать как консольныйстержень.

При действии на опорунесимметричной нагрузки усилия в элементах складываются из усилий от изгиба икручения.

Изгибающая силараспределяется между плоскими вертикальными фермами.

Усилия, возникающие прикручении в элементах призматических стержней квадратного и прямоугольногосечений, определяют по табл. 20.

В табл. 20; ; ; ; ; ; ; ; ;

lo - расстояние от местаприложения крутящего момента для рассматриваемого сечения; da и dв -длины раскосов соответственно по сторонам a и в.

Крутящий момент в стержняхопределяют в зависимости от их вида в соответствии с табл. 21.


Таблица20

Тип решетки

Развертка боковой поверхности стержня

Усилия в элементах пространственных стержней сечением

квадратным

прямоугольным

раскосы

распорки

пояса

по стороне а

по стороне в

пояса

раскосы

распорки

раскосы

распорки

Треугольная с совмещенными в смежных гранях узлами

± К1Мкр

0

0

± К4Мкр

0

± К5Мкр

0

± KloМкр

То же с несовмещенными в смежных гранях узлами

± К1Мкр

0

± К3Мкр

± К4Мкр

0

± К5Мкр

0

± (Klo + Кокр

Раскосная

± К1Мкр

± К2Мкр

± К3Мкр

± К4Мкр

± К5Мкр

± К5Мкр

± К7Мкр

± (Klo + Кокр

Полураскосная

± К1Мкр

± К2Мкр

0

± К4Мкр

± К5Мкр

± К5Мкр

± К7Мкр

+ К(lohкр


Таблица21

Вид стержня

Эскиз и эпюра момента

Крутящий момент

С одной опорой

Мкр

С двумя опорами

;

Перерезывающие силы в граняхпри кручении стержней определяют по табл. 22.

Таблица 22

Сечение стержня

Схема действующих усилий

Перерезывающая сила

Квадратные

Прямоугольное

5.27. Расчет деформаций(прогибов) опор с переменным по высоте моментом инерции допускается выполнятьделением всей высоты опоры на четыре части и определением среднего моментаинерции для каждой части.

Прогиб б вершиныопоры от действия силы Р, приложеннойв той же точке, определяют

,                                              (32)

где I1, I2, I3, I4 - моменты инерции посередине каждого из четырехучастков (рис. 11).

Рис. 11.Схема опоры с переменным моментом инерции для расчета ее прогибов в точках: а-А;б-Б

При действии нескольких силна опору их располагают на границах смежных участков.

Если необходимо определитьпрогиб d2 точки В,в которой сила не приложена (например, на уровне контактного провода), тонаходят прогиб ближайшей точки на границе двух участков, а прогиб d2 - по формуле (33).

,                                                                             (33)

(прогиб d1 находят по формулам, аналогичным указанной выше дляопределения d).

5.28. При центрированиирешетки в конструкциях из одиночных уголков на обушок поясного уголка влияниеэксцентриситета в узлах можно не учитывать при расчете конструкций:

с учетом обрыва проводов насовместное действие продольной силы, поперечной силы и крутящего момента;

на расчетные нагрузки (безучета кручения), когда величины усилий в элементах решетки не превышают 15 %максимального усилия в поясе от той же нагрузки.

Если усилия в элементахрешетки превышают 15 % максимального усилия в поясе от той же нагрузки,необходимо центрировать раскосы на центр тяжести пояса или увеличиватьрасчетные усилия в элементах опоры (поясах и раскосах) путем умножения накоэффициент а, значения которогоприведены в табл. 23.

Таблица 23

Отношение усилия в раскосе к усилию с поясе, %

До 15

30

40

50

Коэффициент а

1

1,02

1,04

1,07

5.29. Для составныхцентрально-сжатых стержней опор с поясами из равнобоких уголков, ветви которыхсоединены планками пли решетками, коэффициент продольного изгиба относительносвободной оси, перпендикулярной плоскости планок и решеток, нужно определять поприведенной гибкости lгр, вычисляемой в соответствиис указаниями СНиП II-23-81*.

Гибкость отдельных ветвей lв на участке между планками должна быть не более 40.В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветвей На участках междуузлами не должна превышать приведенную гибкость lпр стержня в целом.

5.30. Предельные гибкостиэлементов опор и жестких поперечин должны соответствовать требованиям главыСНиП по проектированию стальных конструкций.

5.31. Составные,внецентренно-сжатые сквозные стержни подлежат проверке как по общейустойчивости в соответствии с указаниями главы СНиП по проектированию стальныхконструкций, так и по устойчивости отдельных ветвей.

Отдельные ветви решетчатойстойки проверяют, как центрально-сжатые в панели с максимальным сжимающимусилием, которое определяют нормальной силой и изгибающим моментом,действующими в сечениях составной решетчатой стойки.

5.32. Проверку местнойустойчивости пояса стойки с планками в панели с максимальным изгибающиммоментом выполняют в соответствии с указаниями, главы СНиП II-23-81* по проектированию стальных конструкций,как для элементов сплошного сечения.

Максимальный изгибающиймомент в ветви сквозного стержня с планками определяют:

для опоры, имеющей двестойки (швеллерной),

,                                                                                                 (34)

для опоры, имеющей четырестойки (уголковой),

.                                                                                                        (35)

где lп - расстояние между центрамипланок; Q - максимальная поперечнаясила, действующая на опору и принимаемая постоянной по всей длине стойки.

Расчет планок (рис. 12) следует выполнять на перерезывающую силу Т и изгибающий момент М, определяемые по формулам (36) - (40)

для четырехгранных стоек

;                                                                                                (36)

;                                                                                              (37)

для трехгранных стоек

;                                                                                                 (38)

M = 0,6Qпlп;                                                                                              (39)

.                                                                                              (40)

Значение условной поперечнойсилы Qусл, приходящейся на элементы одной грани составногостержня, определяют по табл. 24, где Fs площадь брутто всего стержня, см2.

Рис. 12.Схема усилий при расчете планок стальных опор

Таблица24

Для конструкций из стали классов

Поперечная сила Qусл

кН для стержней

четырехгранных

трехгранных

С38/23

0,10Fs

0,12Fs

С44/29

0,15Fs

0,18Fs

С46/33

0,20Fs

0,24Fs

С52/40

0,20Fs

0,24Fs

5.33. Соединительные решеткиследует рассчитывать, как решетки у ферм.

5.34. Соединение ветвейвнецентренно-сжатого стержня с помощью планок не рекомендуется, если условнаяпоперечная сила меньше реальной поперечной силы.

Соединительные элементысквозных стержней в виде планок можно применять только при соединении их споясами на сварке.

Соединительные элементы(планки пли решетки) внецентренно-сжатых стержней нужно рассчитывать либо нафактическую поперечную силу, либо на условную поперечную силу. При этом вкачестве расчетной поперечной силы принимают большую из них.

5.35. На участкахпостоянного тока стальные опоры должны иметь изоляцию от арматуры или анкерныхболтов железобетонного фундамента, а на участках переменного тока такаяизоляция должна быть на опорах, заземляемых присоединением к рельсу наглухо безискровых промежутков при двухниточных рельсовых цепях СЦБ.

5.36. Местные нагрузки напанели поясов стальных решетчатых конструкций учитывают по их фактическойвеличине и направлению, считая панель, как трехпролетную балку, шарнирно-опертуюв узлах; при этом пояса рассчитывают на сложное сопротивление от действияпродольной силы и местного изгибающего момента.

5.37. При расположениианкерных болтов с эксцентриситетом относительно осей поясов и при наличииопорной рамы, служащей для передачи усилий от анкерных болтов поясам,допускается пользоваться приближенным расчетом, в котором не учитываютдополнительные моменты в поясах от указанного эксцентриситета.

При расчете опорной рамынеобходимо учитывать изгибающий момент, обусловленный наличием эксцентриситета е.

5.38. Схемы решетки, размерыпоперечных сечений и сбег стальных опор по высоте выбирают на основе сравнениявариантов с учетом специфики условий эксплуатации.

5.39. Конструкции стальныхопор должны учитывать условия крепления на них консолей, кронштейнов,поперечных несущих и фиксирующих тросов и т.п.

5.40. Если длина стальнойконструкции более длины выпускаемых промышленностью элементов проката (уголков,швеллеров и пр.), то при изменении сечений поясов следует ориентироваться наиспользование полных длин профильной стали по сортаменту.

Проектированиежестких поперечин

5.41. В зависимости отконструктивного выполнения и расчетной схемы жесткие поперечины могут бытьбалочного и рамного типов. В направлении, перпендикулярном к оси пути, жесткиепоперечины балочного типа рассчитывают, как балки на двух шарнирных опорах, апоперечины рамного типа - как рамы. В направлении вдоль пути ригель в обеихсхемах рассчитывают, как балку на двух шарнирных опорах с учетом реакции тросовподвески. Рекомендуется преимущественно применять поперечины рамного типа.

Для предотвращениягнездования птиц следует изготавливать нижнюю горизонтальную ферму жесткихпоперечин без распорок.

5.42. Жесткие поперечинырамного и балочного типов следует рассчитывать по несущей способности надействие суммарных расчетных нагрузок, а по деформациям - на действие суммарныхнормативных нагрузок. Для жестких поперечин, перекрывающих четыре и болеепутей, толщину раскосов и стоек ригелей допускается по согласованию с Госстроемпринимать до 5 мм. Рекомендуется для ригелей жестких поперечин применятьатмосферостойкие низколегированные стали.

Расчет прогибов ригелейжестких поперечин рекомендуется выполнять на нормативную суммарную нагрузку отпостоянной и временной нагрузки, при этом величина допускаемого вертикальногопрогиба должна составлять 1/150 длины пролета.Строительный подъем рекомендуется назначать равным прогибу.

5.43. В рамных поперечинахдля расчета деформаций опор с переменным по высоте моментом инерции всю высотуопоры можно разделить на три равные части, считая от вершины опоры до уровняповерхности грунта. Момент инерции каждой части определяют по среднему сечениюи принимают постоянным для всего участка.

5.44. Жесткие поперечинырамного типа не рекомендуется применять в неустойчивых и пучинистых грунтах.

5.45. Ригели жесткихпоперечин рамного типа выполняют в виде сквозных ферм, свариваемых накомплектовочных базах из отдельных блоков, длину которых определяют из условийперевозки на железнодорожном подвижном составе.

5.46. Требуемую по условиямрасположения путей длину поперечин обеспечивают уменьшением числа панелей вкрайних блоках.

5.47. В поперечинах рамноготипа требуемую длину поперечин, кроме уменьшения числа панелей, обеспечиваютизменением длины монтажных панелей.

5.48. Для каждой длиныпоперечины 2 - 3 типа по несущей способности за счет изменения сечения поясныхуголков.

5.49. В рабочих чертежахжестких поперечин необходимо приводить указания по подбору типоразмеровжелезобетонных опор и заделке их в грунте.

5.50. Расчет жесткихпоперечин необходимо выполнить на следующие сочетания нагрузок:

а) постоянные нагрузки всочетании с гололедом и ветровой нагрузкой при направлении ветраперпендикулярно оси пути;

б) то же при направленииветра вдоль оси пути;

в) постоянные нагрузки всочетании с действием ветра, направленного перпендикулярно оси пути;

г) то же при направленииветра вдоль оси пути;

д) постоянные нагрузки всочетании с гололедом и усилием, возникающим при обрыве несущего троса поодному главному пути.

Для рамных поперечинрешающим при расчете стоек является сочетание «а», а при расчете ригеля -сочетание «б» и «д».

Для балочных поперечинрасчет ригеля и стоек необходимо выполнять на сочетания «б», «г», «д».

5.51. Жесткие поперечины внормальном режиме рассчитывают на вертикальные нагрузки, сосредоточенные вместах крепления подвески к поперечинам, от массы контактной подвески,изоляторов и арматуры, а также гололеда на проводах и на нагрузки от гололедана поперечине, равномерно распределенные по ее длине при одновременном действииветровой нагрузки.

5.52. Массу ригеля рамнойжесткой поперечины учитывают в монтажном состоянии как для статическиопределимой двухшарнирной балки, свободно опирающейся на стойки. Полученнуюэпюру моментов суммируют с эпюрой моментов от нагрузок заданного расчетногосочетания в рамной схеме поперечины.

Первоначально, когданеизвестна масса конструкции ригеля рамной жесткой поперечины, ее принимают длярасчета по действующему типовому проекту балочных поперечин с коэффициентом0,9.

Расположение по длинепоперечины вертикальных нагрузок от контактных подвесок и станционных путей, атакже горизонтальной нагрузки от обрыва проводов принимают таким, котороесоздает наиболее тяжелые условия загружения.

При определении расчетных нагрузоккаждую из нормативных нагрузок умножают на коэффициент перегрузки.

5.53. На нагрузки, действующиевдоль пути (ветровые, усилие от обрыва несущего троса), ригель поперечинырекомендуется рассчитывать с учетом реакции тросов.

Ригель имеет расчетную схемупо типу двухшарнирной балки. Жесткость балки определяют, как сумму жесткостейдвух горизонтальных ферм ригеля.

Реакции тросов направлены всторону, противоположную действию внешней нагрузки, и приложены в местахприкрепления цепных подвесок к ригелю. При этом равномерно распределеннуюветровую нагрузку на ригель необходимо заменить сосредоточенными силами,приложенными в местах прикрепления к ригелю подвесок. Усилие от обрыва несущеготроса приложено как сосредоточенная сила в месте прикрепления к ригелю цепнойподвески одного из главных путей.

5.54. Для определенияреакций тросов ригель рассматривают, как статически неопределимую балку напромежуточных линейно деформируемых опорах в местах прикрепления продольныхнесущих тросов цепных подвесок. Цифрами на рис. 13,14 обозначены номера путей.

Места соединения ригеля сжелезобетонными стойками рассматривают как податливые опоры ввидудеформативности стоек.

Основная статически определимаясистема получается отбрасыванием лишних связей (промежуточных опор) и заменойих неизвестными силами х1... хi представляющими собой реакции тросов (см. рис. 13, 14), дляопределения которых составляются системы канонических уравнений.

Рис. 13.Схема для расчета жесткой поперечины с учетом реакции тросов:

а - общий вид; б - схемаригеля на упругих опорах; в -расчетная схема

а)

б)

в)

Рис. 14.Расчетная схема определения жесткости податливой связи:

а - расчетная схема поперечины в плане; б - действительная схема деформации ригеля; в - схема приложения усилия от реакции тросов

           (41)

Здесь dij - единичные перемещения понаправлению i-й связи от j-й реакции - находятперемножением единичных эпюр моментов:

,                                                                                        (42)

Dip - грузовые перемещения понаправлению i-й связи - находятперемножением соответствующих площадей единичных эпюр моментов и грузовых эпюр:

,                                                                                     (43)

 - перемещение по направлению i-й податливой связи (в i-й точке подвеса гирляндыизоляторов) от единичной силы, приложенной в любой точке j ригеля, вследствиеподатливости опор на концах балки (перемещения вершин железобетонных стоек):

,                                                                                               (44)

аij - коэффициент положения связи относительно вершин стоек;

 - прогиб вершины стойки отприложенной к ней единичной силы:

.                                                                                 (45)

Коническую железобетонную опору, имеющую переменную подлине жесткость, разбивают на три равных участка. Момент инерции каждогоучастка определяют по среднему диаметру:

,                                                                                      (46)

 - аналогичные перемещения от внешних силопределяют по формуле:

                                                                                           (47)

Здесь аiр - коэффициент положениявнешней силы относительно вершин стоек.

Жесткости К1 податливых связейопределяют в зависимости от массы цепных подвесок Gi, гирлянд изоляторов g, а также от расстояния l, см от низа гирлянды доточки поворота (см. рис. 12).

С достаточной степеньюточности жесткость Кi может быть определена поформуле:

.                                                                    (48)

5.55. Жесткие поперечинырамного типа следует рассчитывать методом сил как трижды статическинеопределимые системы с жесткой или упруго податливой заделками стоек в грунте.

5.56. При расчетах надействие внешних сил уравнения деформации выражают условие равенства нулюперемещений по направлению лишних связей:

,

,                                                                 (49)

где х1,х2, х3 - неизвестные силы по направлению отброшенных связейв основной системе.

5.57. Расчет жестких поперечинрамного типа рекомендуется выполнять на ЭВМ с использованием разработанной вЦНИИСе программы «Расчет и подбор жестких поперечин рамной конструкцииконтактной сети электрифицированных железных дорог», инв. № 50860000626.

5.58. Расчет элементовригелей жестких поперечин, представляющих собой пространственные конструкции изодиночных уголков, выполняется по рекомендациям главы СНиП по проектированиюстальных конструкций, гл. 5.

Проектированиеконсолей

5.59. Расчет консолейрекомендуется осуществлять на следующие сочетания нагрузок: основные; особые.

Размеры сечений следуетопределять по наиболее невыгодному сочетанию нагрузок.

Проверку расчетов надействие монтажных нагрузок и нагрузок, возникающих при обрыве проводов, нужнопроизводить для всех консолей.

5.60. Расчетцентрально-сжатых, центрально-растянутых и изгибаемых элементов, а такжесжато-изогнутых элементов, имеющих гибкость менее 200, и расчет соединенийстальных конструкций консолей производят в соответствии с указаниями главы СНиПпо проектированию стальных конструкций.

5.61. Расчет элементовконсолей, имеющих гибкость более 200, подверженных действию осевой силы(сжатию) с изгибом, производят в соответствии с указаниями настоящих Норм.

5.62. Всжато-изогнутых элементах консолей допускаются следующие величины наибольшихгибкостей:

Подкос консоли ………………….

l £ 350

Сжатая тяга ………………………

l £ 500

Растянутая тяга …………………..

без ограничений

5.63. Проверку устойчивости сжатых и сжато-изогнутыхстержней, имеющих гибкость более 200, производят путем определения коэффициентаустойчивости

,                                                                                   (50)

где  - критическая сила; EImin - жесткость стержня; N - расчетное продольное усилие встержне; l - длина сжатой частистержня.

Величина коэффициентаустойчивости nу < 2 не допускается.

5.64. Прочность сплошныхсжато-изогнутых (и растянуто-изогнутых) стержней, имеющих гибкость более 200,проверяют по формуле:

,                                                                       (51)

где N, Мх, My - расчетное значение продольной силы и изгибающих моментовотносительно осей х-х, у-у; Fнт - площадь нетто поперечногосечения стержня; Ix, Iу - моменты инерции сечениястержня относительно осей; х, у - координаты рассматриваемойточки сечения относительно его главных осей; m = 0,8 - коэффициент условийработы для сжато-изогнутых стержней с гибкостью более 200; R -расчетное сопротивление стали изгибу.

5.65. Сжатую тягу консолиследует рассчитывать как сжато-изогнутый элемент, сжимаемый продольной силой иизгибаемый моментом от собственного веса и моментом от продольной силы,величина последнего изменяется по мере изменения прогиба. Кроме этого,необходимо учитывать влияние эксцентриситета приложения продольной силы,обусловленного конструкцией тяги. Сжатые (жесткие) тяги применяют в техслучаях, когда при невыгоднейшем сочетании нагрузок в тяге возникают сжимающиеусилия любой величины или растягивающие усилия менее 0,5 кН.

5.66. При значениях коэффициентаустойчивости 2 ³ nу £ 10 максимальный изгибающиймомент сжато-изогнутых стержней с гибкостью более 200 рекомендуется определятьпутем построения эпюры изгибающих моментов с учетом действия поперечных ипродольных сил по формуле

Мx= М¢p×mp + М¢qmq + М¢мmм                                                                 (52)

или

Мх = Мр + Мq + Мм,                                                                                  (53)

где М¢p, М¢q - текущее значение моментаот поперечных сил (сосредоточенных Ри равномерно расположенных q)без учета действия продольной силы N;М¢м - значение момента от внешних сил на конец стержня(например, в точке крепления тяги к изогнутой консоли); mp, mq, тм - условные эксцентриситеты, представляющие собойотношение суммарного момента от действия поперечных и продольных сил кизгибающему моменту от поперечных сил, соответственно mp от сосредоточенной силы Р; mq - равномерно распределенной нагрузки q и mм - от момента Мна конце стержня.

Значения условныхэксцентриситетов в зависимости от коэффициента устойчивости пу, и от отношения  или  определяют по табл.25, 26 и рис. 15.

Таблица25

тр при vо

тq при vx

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,1-0,2

0,3-0,5

2,0

1,260

1,488

1,665

1,778

1,817

1,951

2,030

2,2

1,219

1,410

1,557

1,649

1,681

1,793

1,858

2,4

1,190

1,383

1,479

1,557

1,584

1,680

1,735

2,6

1,168

1,311

1,420

1,488

1,511

1,595

1,643

2,8

1,151

1,278

1,374

1,434

1,455

1,529

1,572

3,0

1,136

1,251

1,337

1,391

1,409

1,476

1,515

3,2

1,125

1,229

1,307

1,356

1,372

1,433

1,468

3,5

1,111

1,202

1,271

1,313

1,328

1,381

1,412

4,0

1,093

1,169

1,226

1,261

1,273

1,318

1,343

4,5

1,080

1,146

1,194

1,224

1,234

1,272

1,294

5,0

1,071

1,128

1,170

1,196

1,205

1,238

1,257

6,0

1,057

1,103

1,137

1,157

1,164

1,191

1,206

7,0

1,048

1,086

1,114

1,131

1,135

1,157

1,171

8,0

1,041

1,074

1,098

1,112

1,117

1,136

1,147

10,0

1,032

1,058

1,076

1,088

1,091

1,106

1,114

12,0

1,026

1,047

1,063

1,072

1,075

1,087

1,094

16,0

1,020

1,036

1,046

1,053

1,055

1,064

1,069

25,0

1,012

1,022

1,029

1,033

1,034

1,040

1,043

При промежуточных значениях nу и vo или уx величины mp и mq определяют по интерполяции.

5.67. Для сжато-изогнутыхстержней, имеющих гибкость l > 200 и коэффициентустойчивости n > 10, суммарныймаксимальный изгибающий момент, как правило, находят в тех же сечениях, вкоторых будет максимальный изгибающий момент от поперечных сил. Так, внеизолированных изогнутых консолях, а также в консолях с обратными фиксаторнымистойками максимальный изгибающий момент находят в точке крепления тяги ккронштейну консоли, а в остальных случаях - в точке крепления фиксатора ккронштейну консоли.

Для сжато-изогнутыхэлементов, имеющих коэффициент устойчивости n > 10, построение эпюры суммарных изгибающих моментов дляопределения максимального момента необязательно.

Таблица26

mмпри vx

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

2,0

2,769

2,701

2,590

2,439

2,252

2,036

1,795

1,538

1,270

2,2

2,462

2,407

2,317

2,194

2,042

1,865

1,666

1,453

1,229

2,4

2,244

2,198

2,123

2,020

1,892

1,742

1,574

1,331

1,198

2,6

2,083

2,043

1,979

1,890

1,780

1,650

1,504

1,345

1,175

2,8

1,958

1,923

1,867

1,789

1,693

1,579

1,449

1,308

1,157

3,0

1,859

1,828

1,778

1,709

1,623

1,521

1,406

1,279

1,143

3,2

1,778

1,750

1,705

1,643

1,566

1,474

1,370

1,254

1,130

3,5

1,681

1,658

1,619

1,565

1,498

1,418

1,326

1,225

1,116

4,0

1,564

1,545

1,513

1,470

1,414

1,348

1,273

1,189

1,097

4,5

1,482

1,465

1,439

1,402

1,355

1,299

1,235

1,183

1,084

5,0

1,420

1,406

1,383

1,361

1,310

1,262

1,206

1,143

1,074

6,0

1,334

1,323

1,305

1,280

1,248

1,210

1,165

1,115

1,060

7,0

1,277

1,268

1,254

1,233

1,207

1,175

1,138

1,096

1,050

8,0

1,237

1,229

1,217

1,199

1,177

1,150

1,116

1,083

1,043

10,0

1,184

1,178

1,168

1,155

1,138

1,117

1,092

1,065

1,034

12,0

1,150

1,145

1,137

1,126

1,112

1,096

1,076

1,053

1,028

16,0

1,110

1,106

1,101

1,093

1,082

1,070

1,056

1,039

1,021

25,0

1,068

1,066

1,063

1,058

1,052

1,044

1,035

1,025

1,013

При промежуточных значениях nу и vx величину тмопределяютпо интерполяции.

5.68. При определенииизгибающих моментов для составных стержней (металлический стержень с жесткосоединенным с ним стержневым изолятором) нагрузка от массы изолятора может бытьпринята в виде сосредоточенной вертикальной силы, приложенной в центре тяжестиизолятора.

5.69. Для типовых консолейследует определять предельные значения вертикальных и горизонтальных усилий суказанием точек их приложения на расчетной схеме.

5.70. Кронштейны консолей,на которых предусматривается крепление фиксаторов или фиксаторных стоек, нужнопроверять расчетом по деформациям.

Рис. 15.Расчетные схемы определения изгибающих моментов и прогибов сжато-изогнутыхстержней большой гибкости при нагружении:

а - сосредоточенной силой (Мр= М1рМр;;

б - распределенной нагрузкой (Мq= М1qmq;;

в - изгибающим моментом (Мм= М1мm; ;

Относительная величинапредельного прогиба кронштейна консоли должна составлять 1/150,а абсолютная величина горизонтальной составляющей прогиба (от кратковременныхнагрузок) в точке крепления фиксатора или фиксаторной стойки не должнапревышать 35 мм. Прогибы сжато-изогнутых стержней определяют по рис. 15 и данным табл. 25и 26.

5.71. Прочность фарфоровыхстержневых изоляторов следует проверять по формуле:

,                                                                                 (54)

где Ми- максимальный расчетный изгибающий момент, действующий в сечении фарфоровогоизолятора; Nи - расчетная продольная сила; Wи и Fи - момент сопротивления иплощадь рассматриваемого сечения изолятора; mф.и - коэффициент условийработы фарфоровых стержневых изоляторов, принимаемый равным 0,7; Rф - расчетное сопротивление фарфора изгибу; принимаютпо данным завода-изготовителя или по результатам испытаний.

Максимальный изгибающиймомент определяют в соответствии с указаниями п.5.66 для сечения по месту заделки фарфора в шапке изолятора, расположеннойсо стороны средней части пролета стержня.

5.72. Для построения эпюрыизгибающих моментов сжато-изогнутых стержней, нагруженных сосредоточенной силойР в пролете (см. рис. 13, а), после определения условного эксцентриситета mp в сечении под силойопределяют эксцентриситеты для участка слева от силы

                                                                               (55)

и справа от силы

.                                                                (56)

Проектированиефиксаторов

5.73. Расчет фиксатороврекомендуется осуществлять на следующиесочетания нагрузок:

а) постоянные нагрузки всочетании с максимальным ветром;

б) постоянные нагрузки, атакже гололед при одновременном действии ветра.

Кроме этого, фиксаторныекронштейны и изоляторы, а также основные стержни фиксаторов следует проверятьна действие нагрузок, возникающих при обрыве проводов и при монтаже (массамонтера на основном стержне или фиксаторном кронштейне).

Размеры сеченийметаллических элементов следует определять по наиболее выгодному сочетаниюнагрузок.

5.74. Фиксаторы необходиморассчитывать по прочности, устойчивости стержней и устойчивости системыстержней сочлененных фиксаторов.

5.75. Расчет фиксаторов подеформациям заключается в определении прогибов их стержней под воздействиемкратковременных нагрузок.

Прогиб основного стержняфиксатора должен составлять не более 1/200 его длины.

5.76. Расчеты прочности иустойчивости стержней фиксаторов при гибкости более 200 следует производить всоответствии с указаниями настоящих Норм.

5.77. Максимальная гибкостьсжато-изогнутых стержней фиксаторов не должна быть более 550, при этом значениекоэффициента устойчивости должно быть не менее 2.

5.78. Прочность стержнейфиксаторов при l < 200 и фиксаторныхстоек нужно проверять в соответствии с указаниями СНиП II-23-81*.

5.79. Прочность иустойчивость дополнительных стержней (сочлененных фиксаторов) из алюминиевыхсплавов, имеющих гибкость l £ 150, следует проверять в соответствиис указаниями СНиП по проектированию стальных конструкции, а при гибкости l > 150 - в соответствии с указанияминастоящих Норм. При этом модуль упругости и расчетное сопротивление принимаютпо данным СНиП.

5.80. Конструкциификсаторных устройств должны учитывать возможность перетекания токов вшарнирных соединениях (при разности потенциалов в несущем тросе и контактномпроводе).

5.81. Длины основныхстержней фиксаторов определяют в зависимости от габарита установки опоры,величины зигзага контактного провода, длины дополнительного стержня, а также отпринятой схемы конструктивного выполнения консоли и фиксатора.

5.82. Длина дополнительногостержня фиксатора полукомпенсированной подвески должна быть не менее 1200 мм, адля компенсированной подвески (кроме воздушных стрелок) может быть уменьшена дозначений, определяемых расчетом.

5.83. Фиксаторы контактнойсети (кроме гибких на внешней стороне кривых малых радиусов, фиксаторованкеруемой ветви на сопряжениях и на фиксирующих тросах поперечин) должны бытьсочлененными. Часть веса фиксатора, передаваемая на контактный провод, должнабыть минимальной.

5.84. Конструкции фиксаторовдолжны иметь устройства, предотвращающие потерю устойчивости системы придействии ветра.

5.85. Узлы крепленияфиксаторов к фиксаторным кронштейнам, стойкам, фиксирующим тросам поперечиндолжны обеспечивать шарнирность в горизонтальном и вертикальном направлениях.

6.ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОПОР

Общие указания

6.1. Железобетонные опорыдолжны проектироваться в соответствии со СНиП 2.03.01-84 как объекты,имеющие важное народнохозяйственное значение высокой надежности, котораяобеспечивается расчетом, выбором материалов и соответствующим назначениемразмеров и конструированием.

Железобетонные опоры могутприменяться в районах с расчетной температурой не ниже 70 °С и в сейсмическихрайонах до 9 баллов включительно.

6.2. Рекомендуетсяпреимущественно применять предварительно напряженные опоры кольцевого сечения.В отдельных случаях на основании технико-экономических расчетов могутприменяться опоры и других сечений, а также опоры без предварительногонапряжения арматуры.

6.3. При проектировании опордолжны приниматься конструктивные схемы, обеспечивающие прочность, жесткость,трещиностойкость, а также устойчивость опор в грунте на стадии монтажа иэксплуатации.

Рекомендуется применятьопоры двух типов: объединенных с фундаментной частью (нераздельные) и сотдельными фундаментами (раздельные).

Нераздельные опоры следуетприменять в сухих и обводненных грунтах (независимо от уровня грунтовых вод).

Раздельные железобетонныеопоры следует применять в сильно обводненных грунтах (где затруднена разработкакотлованов), а также, когда не обеспечивается устойчивость в грунте нераздельныхопор.

Основныерасчетные требования

6.4. Железобетонные опорыдолжны удовлетворять требованиям расчета по прочности и по пригодности кнормальной эксплуатации.

Расчет по прочности долженобеспечить конструкции от любого вида разрушений. Расчет по пригодности кнормальной эксплуатации должен обеспечивать опоры от недопустимых по ширинераскрытия трещин для сохранности от коррозии арматуры, а также от чрезмерныхпрогибов.

6.5. Расчет опор попредельным состояниям производится для всех стадий - изготовления,транспортирования, монтажа и эксплуатации.

Расчет опор по раскрытиютрещин и по деформациям допускается не проводить, если при опытной проверкеустановлена их достаточная трещиностойкость, а жесткость конструкций в процессеих эксплуатации достаточна.

6.6. Железобетонные опорыконтактной сети следует рассчитывать на нагрузки поперек пути по огибающимэпюрам изгибающих моментов и поперечных (перерезывающих) сил (рис. 16), значения для которых приведены в табл. 27, а также на нагрузки вдоль пути при обрывепроводов в соответствии с данными главы 2 настоящих Норм. Нормативныенагрузки для расчета железобетонных опор можно определять путем делениярасчетных нагрузок на обобщенный коэффициент надежности по нагрузке, равный1,15.

6.7. Подземная часть эпюры(см. рис. 16), показанная пунктиром, можетизменяться в зависимости от длины части опоры, расположенной ниже условногообреза фундамента, а также при применении раздельных опор или опор с обратнойконичностью.

6.8. Значения нагрузок,применяемых в расчетах опор, необходимо умножать на коэффициент надежности поназначению, принимаемый для сооружений II класса ответственности равным g = 0,95.

6.9. К трещиностойкостижелезобетонных опор предъявляются требования II категории трещиностойкостиконструкций, допускающих ограниченное по ширине непродолжительное раскрытиетрещин при условии их последующего надежного закрытия. Предельно допустимаяширина раскрытия трещин должна составлять: для условий неагрессивной среды 0,15мм, для слабоагрессивной среды - 0,1 мм, для среднеагрессивной среды - 0,05 мм.В сильноагрессивной среде трещины в опорах не допускаются.

Указанные требования ктрещиностойкости опор относятся к поперечным трещинам.

Во избежание образования ираскрытия продольных трещин в опорах следует принимать конструктивные мерыпутем установки в вершине и комле дополнительной поперечной арматуры, а такжеограничивать значения сжимающих напряжений в бетоне в стадии предварительногообжатия в соответствии с рекомендациями табл. 7 СНиП 2.03.01-84.

6.10. Прогибы железобетонныхопор не должны превышать предельно допустимых значений, устанавливаемых из условия обеспечения нормальноготокосъема.

Рис. 16.Огибающие обобщенные эпюры для расчета железобетонных опор контактной сети:

а - изгибающих моментов; б - перерезывающих сил (В скобках для опор 15,6 м); I - условный обрез фундамента


Таблица27

№ пп

Наименование

Значение изгибающих моментов (М кН/м) и перерезывающих сил (кН) в сторону пути на уровне

1

2

3

4

обреза фундамента

пяты консоли

обреза фундамента

пяты консоли

обреза фундамента

пяты консоли

обреза фундамента

пяты консоли

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

1

Расчетные изгибающие моменты

50

25

70

35

90

45

110

55

2

Нормативные изгибающие моменты

44

22

59

30

79

40

98

49

3

Максимальные временные составляющие расчетного изгибающего момента

40

22

60

31

75

40

90

45

4

Максимальные временные составляющие нормативного изгибающего момента

34

19

51

26

64

34

69

39

5

Максимальные постоянные составляющие расчетного изгибающего момента

45

12

50

13

75

13

80

15

6

Максимальные постоянные составляющие нормативного изгибающего момента

35

11

40

11

55

11

65

13

7

Нормативные изгибающие моменты для расчетов трещиностойкости

40

20

54

27

71

36

89

45

8

Расчетные поперечные силы

9

Нормативные поперечные силы


Примечания: 1. Значения расчетных усилий встроках 1 и 8 применяют при расчете по первому предельному состоянию (попрочности).

2. Значенияусилий в строках 4 и 6 применяют при расчете по деформациям на уровнеконтактного провода.

3. В строках 8и 9 в числителе стоят значения перерезывающих сил на участке от сечении вверх,а в знаменателе - от сечений вниз.

4. В таблицезначения моментов па уровне обреза фундамента (Мо) приведеныдля опоры длиной 13,6 м. Для опоры длиной 15,6 м значение Mo = M1o ×1,125.

Величина максимальногопрогиба в уровне контактного провода (на расстоянии 7300 мм от условного обрезафундамента) не должна превышать установленной ГОСТ 19330-81*.Прирост прогиба от приложения нормативных временных нагрузок не долженпревышать 65 мм.

6.11. При расчетепредварительно напряженных опор необходимо учитывать потери предварительногонапряжения арматуры:

а) первые потери -  релаксации напряжений в арматуре, деформациианкеров, форм и от быстронатекающей ползучести;

б) вторые потери - усадки иползучести бетона.

Величины потерь напряженийопределяются в соответствии с рекомендациями главы СНиП по проектированиюжелезобетонных конструкций.

Материалы дляжелезобетонных опор

6.12. Для железобетонныхопор следует предусматривать тяжелый бетон средней плотности до 2500 кг/м3.

6.13. При проектированииопор устанавливаются следующие показатели качества бетона:

а) класс по прочности насжатие;

б) марка по морозостойкости;

в) показатель проницаемости;

г) марка поводопроницаемости.

Для железобетонныхпредварительно напряженных опор следует принимать класс бетона по прочности насжатие не ниже В30, марка по морозостойкости F200 при расчетной зимней температуре воздуха ниже минус 40 °С и F150 при расчетной зимнейтемпературе выше минус 40 °С. По показателю проницаемости для опор долженприниматься бетон особо низкой проницаемости и маркой по водопроницаемости нениже W 8.

6.14. Нормативные ирасчетные характеристики бетона опор, коэффициенты условий работы, коэффициентынадежности по бетону при растяжении и сжатии должны приниматься в соответствиисо СНиП2.03.01-84.

6.15. Для армированияжелезобетонных опор необходимо предусматривать арматуру, отвечающую требованиямдействующих стандартов.

В качестве продольнойнапрягаемой арматуры предварительно напряженных опор следует применятьвысокопрочную проволоку периодического профиля класса В-IIпреимущественно диаметром 5 мм и более. Допускается при отсутствии необходимогосертификата применение проволоки диаметром 4 мм.

В качестве продольнойненапрягаемой арматуры следует применять арматуру класса A-III.

В качестве поперечнойарматуры необходимо преимущественно использовать проволоку периодическогопрофиля класса B-I диаметром не менее 3 мм.

При наличиитехнико-экономических обоснований допускается применение и других видоварматуры.

6.16 Нормативные и расчетныесопротивления арматуры, коэффициенты надежности и условий работы следуетпринимать в соответствии со СНиП 2.03.01-84.

Передаточная прочностьбетона должна быть не ниже значений, приведенных в табл. 28.

Таблица 28

Нормативный изгибающий момент, кН × м (тс×м)

Нормируемая передаточная прочность бетона, мПа (кгс/см2)

В30

В40

В45

Менее 66 (6,7)

27,5 (280)

34,3 (350)

-

Менее 88 (9,0)

-

35,3 (360)

41,2(420)

Менее 111 (11,3)

-

37,7 (385)

41,2 (420)

Максимальные сжимающиенапряжения в бетоне в стадии предварительного обжатия не должны превышатьзначений, приведенных в табл. 7 СНиП 2.03.01-84.

Расчетжелезобетонных опор

6.17. Расчет опор попрочности, жесткости и трещиностойкости производится в соответствии стребованиями СНиП2.03.01-84

Расчет по прочности итрещиностойкости должен производиться для сечений, нормальных к продольной осиопор, расположенных в уровне пяты консоли и в уровне условного обрезафундамента.

6.18. При расчете прогибоввлияние длительной ползучести бетона на деформации опор без трещин допускаетсяне учитывать.

Конструктивныетребования

6.19. Опоры кольцевогосечения должны иметь отверстия в верхней части для установки закладных деталейи в нижней части (на 0,5 м выше условного обреза фундамента) для вентиляциивнутренней полости опоры. Суммарная площадь вентиляционных отверстий может бытьопределена из формулы:

SF = AqV,                                                                                                (57)

где SF - суммарная площадь поперечногосечения отверстий; q -избыточное влагосодержание в полости опоры, г/ч м3; V - объем полости стойки, м3;А - переходный коэффициент, равный(0,5-1) ч.cм2/г.

Избыточное влагосодержаниеопределяется экспериментально. При отсутствии таких данных величину можнопринять равной 80 г/ч. м3. Полученное значение площадивентиляционных отверстий при указанной величине q достаточно для обеспечения требуемой вентиляции опор практически длявсех регионов страны.

6.20. Минимальная толщинастенки опор должна быть не менее 50 мм.

6.21. Защитный слой бетонадля продольной рабочей арматуры должен быть не менее 20 м.

6.22. На участкахпостоянного тока в опорах для повышения их коррозионной устойчивости необходимокроме предварительно напряженной проволочной арматуры устанавливатьненапряженные стержни.

6.23. У верхних концовпредварительно напряженных опор для предотвращения образования продольныхтрещин должны быть установлены три усиливающих кольца из арматуры класса A-Iдиаметром 8 мм, у нижних концов - дополнительно не менее трех витков спиральнойарматуры. Шаг спирали должен быть не более 100 мм.

6.24. Зазоры междупроволоками и зазоры между стержнями, а также их расположение должныприниматься в соответствии с требованиями главы СНиП по проектированию бетонныхи железобетонных конструкций.

6.25. В верхних отверстияхдля закладных деталей должны устанавливаться изолирующие элементы дляпредотвращения прямого контакта арматуры опор с закладными деталями контактнойподвески.

7. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР КОНТАКТНОЙ СЕТИ

7.1. Фундаменты опорконтактной сети следует проектировать с учетом результатовинженерно-геологических изысканий грунтов электрифицируемого участка.

7.2. Наименование грунтов вописаниях результатов изысканий и в проектах фундаментов необходимо приниматьсогласно ГОСТ 25100-82.

7.3. Проверку несущейспособности при привязке следует осуществлять в талых грунтах. Для районовраспространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания несущуюспособность фундаментов следует проверять для летних и зимних (с учетом слоямерзлого грунта) условий.

7.4. При расчете фундаментовопор контактной сети должны быть обеспечены:

а) от действия расчетныхнагрузок - достаточная несущая способность основания, не допускающая потериустойчивости (опрокидывания) фундаментов и опор;

б) от действия нормативныхнагрузок - недопущение деформации основания, не превышающих предельнодопустимых (по условиям эксплуатации) отклонений опор на уровне контактногопровода более 35 мм.

При обеспечении несущейспособности одиночных, ступенчатых, групповых свайных и раздельных фундаментов,а также вертикальных призматических анкеров проверку по деформациям можно непроизводить, так как приведенные в настоящих Нормах расчетные характеристикигрунта определены, исходя из допустимых (по условиям эксплуатации) перемещенийфундаментов опор.

7.5. За расчетную поверхностьгрунта при расчете одиночного фундамента принимают горизонтальную плоскость,проходящую через точку пересечения вертикальной оси фундамента с дневнойповерхностью грунта, а при наличии насыпного неуплотненного слоя (песчаныйбалласт, шлак и пр.) - с нижней поверхностью этого слоя.

7.6. Расчет фундаментовпроизводят на комбинации нагрузок, которые могут оказаться наиболееневыгодными. При этом следует иметь в виду, что в ряде случаев расчетазакрепления фундамента в грунте наиболее невыгодной может оказаться немаксимальная нагрузка, а меньшая по величине, но действующая в направлении, вкотором грунт хуже сопротивляется опрокидыванию фундамента или, например, длякоторой коэффициент gсl, учитывающий долюпостоянной нагрузки в суммарной (см. п. 7.22),имеет меньшее значение.

7.7. Во всех случаях прилюбых сочетаниях нагрузок следует учитывать нагрузку от массы фундамента, а дляступенчатых и раздельных фундаментов и от массы грунта над их уступами. Врасчете ступенчатых и раздельных фундаментов учитывают взвешивающее действиеводы от подошвы фундамента до верхнего уровня грунтовых вод, при этом нижегоризонта грунтовой воды вес единицы объема грунта принимают равной 10 кН/м3,а вес единицы объема фундамента уменьшают на 10 кН/м3.

7.8. Нагрузку,равнодействующая которой расположена в одной вертикальной плоскости симметриифундамента, приводят (рис. 17, а):

а) к вертикальной силе Nd, равной сумме проекций силна вертикальную ось у фундамента,действующей вдоль оси у;

б) к горизонтальной силе Fd, равной сумме проекций силна горизонтальную ось х, действующейвдоль оси х;

в) к моменту Мd, равному сумме моментов сил относительно оси z.

Сила Fd, действующая вдоль оси х, и момент Мdотносительно оси z могут быть заменены силой Fd (той же величины),действующей параллельно оси х навысоте Нх от нее (см. рис. 17, б).

.                                                                                                (58)

Рис. 17.Расчетные схемы нагрузок, действующих в одной плоскости:

а - вертикальная сила Nd,горизонтальная сила Fd и момент Мd; б - вертикальная сила Nd и горизонтальная сила Fdна высоте Нх

Вертикальная ось у проходит через центр тяжестипоперечных сечений одиночного фундамента или центр свайного основаниягруппового фундамента. Горизонтальные оси хи z расположены на уровнерасчетной поверхности грунта (для одиночного фундамента) или на уровне низаконструкции опоры, а при наличии ростверка - на уровне подошвы его плиты (длягруппового свайного и раздельного фундаментов).

7.9. В общем случаенагрузку, одновременно действующую в нескольких плоскостях, проходящих черезвертикальную ось фундамента (косая нагрузка), приводят (рис. 18, а):

а) к вертикальной силе Nd, равной сумме проекций силна вертикальную ось у фундамента,действующей вдоль оси у;

б) к горизонтальной силе Fdx, равной сумме проекций силна горизонтальную ось х, действующейвдоль оси х;

в) к горизонтальной силе Fdz, равной сумме проекций силна горизонтальную ось z,действующей вдоль оси z;

г) к моменту Мdz,равному сумме моментов сил относительно оси z;

д) к моменту Мdx,равному сумме моментов сил относительно оси х.

Рис. 18. Расчетные схемы нагрузок, действующих в двух плоскостях:

а - вертикальная сила Nd - горизонтальные силы Fdxи Fdz, моменты Мdxи Мdz; б -вертикальная сила Nd и горизонтальные силы Fdxи Fdz - действующие соответственно навысоте Нх и Нz

Сила Fd, действующая вдоль оси х, и момент Мdzотносительно оси z могут бытьзаменены силой Fdх (той же величины), действующей параллельно оси х на высоте Нxот нее

.                                                                                                (59)

Аналогично сила , действующая вдоль оси zи момент Мx, относительно оси х могут быть заменены силой  (той же величины),действующей параллельно оси z навысоте Hz от нее (см. рис. 18, б).

.                                                                                                (60)

7.10. При нагрузке,равнодействующая которой расположена в одной вертикальной плоскости симметриифундамента, устойчивое закрепление его в грунте считают обеспеченным, есливеличины расчетного момента Мd и расчетной вертикальнойсилы Nd удовлетворяют условиям

Мd £ Mf;                                                                                                    (61)

Nd £ Nf,                                                                                                     (62)

где Mf - расчетная несущая способность фундамента по грунту на действиемомента или горизонтальной силы, приложенной на высоте Н; Nf - расчетная несущаяспособность фундамента по грунту на действие вертикальной силы.

7.11. В общем случае принагрузке, одновременно действующей в нескольких плоскостях, проходящих черезвертикальную ось фундамента, устойчивое закрепление фундамента в грунтесчитается обеспеченным, если величины расчетного момента Мdz ирасчетной вертикальной силы Nd внешних нагрузок удовлетворяют условиям

Мdz £ ;                                                                                                (63)

Nd £ Nf,                                                                                                     (64)

где  - приведенная (сучетом одновременного действия нагрузки в плоскостях ху и уz) расчетная несущаяспособность фундамента по грунту на действие момента при заданном соотношениимежду нагрузками, действующими в разных плоскостях.

7.12. Расчет железобетонныхи бетонных элементов конструкций фундаментов по прочности, деформациям,образованию и раскрытию трещин следует производить в соответствии стребованиями главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонныхконструкций.

7.13. Ширина раскрытиятрещин при расчете конструкций железобетонных фундаментов со стержневойарматурой не должна превышать 0,2 мм.

7.14. Прочность конструкциисборных железобетонных элементов фундаментов должна быть проверена на действиенагрузок, возникающих при транспортировании и монтаже.

РАСЧЕТ ОДИНОЧНЫХ ПРИЗМАТИЧЕСКИХ ФУНДАМЕНТОВ

Определение расчетнойнесущей способности фундамента при нагрузке, действующей в одной вертикальнойплоскости

7.15. Значение Мf расчетной несущей способности заданного фундаментапо грунту на действие момента при нагрузке, равнодействующая которойрасположена в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента, вычисляют поформуле:

Мf = М°'/gcfgcogcvgccgcrgcl,                                                                            (65)

где М°' -значение расчетной несущей способности условного фундамента по грунту надействие горизонтальной нагрузки или изгибающего момента, приведенное к уровнюусловного обреза фундамента (п. 7.16); gcf - коэффициент условийработы, учитывающий влияние формы поперечного сечения призматическогофундамента (п. 7.17); gco - коэффициент условий работы, учитывающий влияниеочертания поверхности грунта в месте расположения фундамента (п. 7.18); gcv - коэффициент условийработы, учитывающий влияние вибрации (колебаний) грунта около фундамента отпроходящих поездов (п. 7.19); gcc - коэффициент условий работы, учитывающий влияниеповышенного уплотнения грунта, имеющего место при забивке фундамента (п. 7.20); gcr - коэффициент условийработы, учитывающий влияние верхнего строения пути (п. 7.21); gcl - коэффициент, условийработы, учитывающий долю постоянной нагрузки в суммарной (п. 7.22).

7.16. Значение М°' расчетной несущей способностиусловного фундамента относительно уровня условного обреза фундамента определяютиз условия:

,                                                                                          (66)

где Мо- значение расчетной несущей способности условного фундамента относительнорасчетной поверхности грунта (п. 7.23); Н' - высота приложения равнодействующейгоризонтальной нагрузки относительно уровня условного обреза фундамента; Н - то же относительно расчетнойповерхности грунта (п. 7.5).

7.17. Значения коэффициентаусловий работы gcf принимают равными:

а) для одиночных фундаментовбез лежней при форме поперечного сечения в виде:

прямоугольника - 1,0;

круга или кольца - 0,9;

двутавра - 1,1;

трехлучевого - 0,9;

в) для сдвоенныхфундаментов, расположенных вдоль пути:

при нагрузке, действующейвдоль оси пути - 1,1 (при ширине фундамента, равной размеру поперечного сеченияфундамента, измеренного в направлении, перпендикулярном оси пути);

при нагрузке, действующейпоперек оси пути - 1,0 (при удвоенной ширине фундамента, равной размеру поперечногосечения сдвоенного фундамента между его наружными гранями, измеренного внаправлении вдоль оси пути).

7.18. Значения коэффициентаусловий работы gco при нагрузке, действующей вплоскости, перпендикулярной бровке земляного полотна, определяют по следующимтаблицам.

При расположении фундаментана площадке (рис. 19, а) и нагрузке,действующей в сторону откоса, - по табл. 29,при нагрузке, действующей в сторону площадки, - по табл. 30.

При расположении фундаментана откосе (см. рис. 19, б), при нагрузке,действующей в сторону откоса, - по табл. 31.при нагрузке, действующей в противоположную сторону, - по табл. 32.

При определении gco конфигурацию грунта, отличающуюся от изображеннойна схемах (см. рис. 19), следует приводить кэтим схемам.

Рис. 19.Значение коэффициента усо,при нагрузке, действующей в плоскости, перпендикулярной оси пути, прирасположении фундамента:

а - на площадке; б - наоткосе

При нагрузке, действующей вплоскости, параллельной бровке земляного полотна, значение gсо принимают равным 1.

Таблица29

L/d

0

0,1

0,2

0,4

0,6

0,9

³ 1,0

0

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

0,1

0,9

0,9

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

0,2

0,8

0,8

0,9

1,0

1,0

1,0

1,0

0,3

0,7

0,7

0,8

0,9

1,0

1,0

1,0

0,4

0,6

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,0

0,5

0,5

0,55

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

³ 0,7

0,45

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

Таблица30

L/d

0

0,2

0,3

0,5

³ 0,6

0

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

0,2

0,9

1,0

1,0

1,0

1,0

0,4

0,8

0,9

1,0

1,0

1,0

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,0

³ 0,7

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

Таблица31

d"/d

0

³ 0,3

0

1,0

1,0

0,1

0,9

1,0

0,2

0,8

0,9

0,3

0,7

0,8

0,4

0,6

0,7

0,5

0,5

0,6

>0,7

0,45

0,5

Таблица32

d"/d

0

0,15

³ 0,3

0

1,0

1,1

1,2

0,2

0,9

1,0

1,1

0.4

0,8

0,9

1,0

0,6

0,7

0,8

0,9

³ 0,7

0,6

0,7

0,8

7.19. Значения коэффициентаусловий работы gcv при наличии колебаниигрунта около фундамента от проходящих поездов, т.е. для опор контактной сети,устанавливаемых в теле земляного полотна главных путей, принимают равными 0,9,а при отсутствии колебаний gcv = 1.

7.20. Значения коэффициентаусловий работы gсс принимают:

а) для фундаментов,установленных в котлованы, отрытые вручную, буровой машиной или иным способом(закапываемых) gсс = 1;

б) для свайных фундаментовсплошных сечений и пустотелых, забитых с закрытым концом, gсс = 1,2;

в) для свайных фундаментовпустотелых, забитых с открытым концом, двутавровых и трехлучевых gсс = 1,1;

г) для опор с обратнойкомичностью, устанавливаемых в выштампованные котлованы gсс = 1,30.

7.21. Значения коэффициентаусловий работы gсr принимают:

а) во всех случаях прирасположении фундамента за кюветом или при расстоянии от оси ближайшего пути доближайшей грани фундамента более 4 м, или при моменте, действующем в плоскости,параллельной оси пути, gсr = 1;

б) и остальных случаях:

при моменте, действующем всторону пути, и расстоянии от оси ближайшего пути до передней грани фундаментаменее 3,2 м gсr = 1,2; от 3,2 до 4 м gсr = 1,1;

при моменте, действующем всторону поля, и расстоянии от оси ближайшего пути до ближайшей грани фундаментадо 4 м gсr = 1,1.

7.22. Значение коэффициентаусловий работы gt определяют по формуле:

,                                                                                      (67)

где x - коэффициент,характеризующий долю расчетной постоянной нагрузки в суммарной, определяемый:

а) при моментах Мdс и Мdt,действующих в одном направлении

.                                                                                        (68)

Формула (68) применима при Hc ³ d и Ht ³ d, т.е. в подавляющем большинстве практических случаев расчетафундаментов опор контактной сети; в остальных случаях:

;                                                             (69)

б) при моментах Мdcи Мdt,действующих в противоположных направлениях при Мdc< Мdt,gct = 2, если Мdc> Мdt,расчет производят только на действие момента Мdcпри gсt = 0,52.

Здесь Мdc и Нс - соответственно расчетный момент Мd и плечо Нc только постоянной нагрузки,входящей в расчетную комбинацию; Мdt и Нt- то же, только временной нагрузки, d -расчетная глубина фундамента (п. 7.24); go - расстояние от расчетнойповерхности грунта до оси поворота фундамента при действии на него расчетнойкомбинации нагрузок.

7.23. В качестве условногофундамента принимают призматический фундамент прямоугольного поперечногосечения (без лежней или с лежнями), закопанный на горизонтальной площадке, приотсутствии в непосредственной близости железнодорожного пути и при нагрузке, вкоторой доля постоянной составляет 35 % (x = 0,35). Таким образом, дляусловного фундамента:

gcf = gco = gcv = gcc = gcr = gct = 1.

Размеры поперечного сеченияусловного фундамента принимают по табл. 33.

7.24. Условный фундамент имеетразмеры:

bf - размер поперечногосечения в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

af - размер поперечногосечения в направлении, параллельном плоскости действия нагрузки.

За расчетную глубину d принимают расстояние от расчетнойповерхности грунта (п. 7.5) до подошвыфундамента. При свайном фундаменте, имеющем заострение, изменяющее ширину bf, за расчетную глубину d принимают расстояние от расчетнойповерхности грунта до середины заострения.

7.25. Значение Mf расчетной несущейспособности фундамента по грунту на действие момента, помимо формулы (65) может быть определено также изследующего выражения

Мf = Мo¢gccgctgcg,                                                                                        (70)

где gсg - обобщенный коэффициентусловий работы.

gсg = gcfgcvgccgcr                                                                                           (71)

Таблица33

Форма поперечного сечения фундамента

Размеры фундамента

заданного

условного

Прямоугольная или коробчатая

Круглая или кольцевая

Двутавровая

Трехлучевая

bf; аf- размеры поперечного сечения.

Значение коэффициента gсg можно принимать по табл. 34.

Таблица 34

Положение фундамента и направление действия нагрузки

Тип фундамента

Закопанный

Забитый (свайный)

круглый, кольцевой и трех лучевой

прямоугольный и коробчатый

двутавровый

кольцевой с открытым нижним концом и трехлучевой

коробчатый с открытым нижним концом и кольцевой с закрытым нижним концом

прямоугольный коробчатый с закрытым нижним концом и двутавровый

Во всех случаях при расположении фундамента за кюветом или при расстоянии от оси ближайшего пути до ближайшей грани фундамента более 4 м, или при моменте, действующем вдоль пути

0,8

0,9

1,0

0,9

1,0

1,1

При моменте, действующем поперек пути, и расстоянии от оси ближайшего пути до ближайшей грани фундамента до 4 м

0,9

1,0

1,1

1,0

1,1

1,2

При моменте, действующем в сторону пути, и расстоянии от оси ближайшего пути до передней грани фундамента до 3,2 м

1,0

1,1

1,2

1,1

1,2

1,3

Примечания: 1. Для фундаментов,расположенных вне зоны колебаний грунта от проходящих поездов, значениякоэффициентов, приведенных в таблице, следует делить на 0,9.

2. Значениякоэффициентов gсg в таблице даны для фундаментов без лежней. Прифундаментах с лежнями значения gсg принимают по графе 3, независимо от формы поперечногосечения фундамента.

7.26. Значение Nf расчетной несущей способности фундамента в грунтепротив просадки на действие вертикальной силы для закапываемых фундаментовопределяют по формуле:

Nf = kg(gcvPdtg + sfAf),                                                                            (72)

где kg - коэффициент однородности, учитывающий возможное отличие фактическиххарактеристик грунта от их нормативных значений, принимаемых равным 0,7; Af - площадь подошвыфундамента; Р - периметр поперечногосечения фундамента; для фундамента таврового, двутаврового или трехлучевогосечений периметр определяют по контурам, показанным на рис. 20 жирными линиями; tg - предельное значение удельного сопротивлениятрения грунта по вертикальной поверхности фундамента.

Если фундамент опирается наплиту, уложенную на грунт, за Аf принимают площадь плиты вплане. Значение sf в формуле (72)принимают по табл. 35, tg = 10 кН/м2.

Рис. 20.Расчетный периметр фундаментов:

а - таврового; б -двутаврового; в - трехлучевогосечения

Таблица 35

Грунт

Ru, кН/м3

Сf, м

sf, кН/м2

Пески крупные и средней крупности, глины, суглинки и супеси твердые

140

0,35

400

Пески мелкие, глины, суглинки и супеси тугопластичные

105

0,30

300

Пески пылеватые, глины, суглинки и супеси мягкопластичные

80

0,25

200

Песчаные и глинистые с примесью растительных остатков; заторфованные, слежавшиеся в основании земляного полотна

50

0,20

100

Проверку закрепления свайныхфундаментов в грунте против просадки по формуле (72), как правило, производить не требуется, а поэтомузначение расчетной несущей способности фундамента на действие вертикальных силдля таких фундаментов не определяют. В отдельных случаях (при большойвертикальной силе и слабых грунтах) значение Nf находят по формуле:

Nf = kgSu,c,                                                                                                 (73)

где Su.c определяют по формуле (128) п. 7.59.

Помимо проверки несущейспособности фундаментов в грунте против осадки производят также проверкузакопанных и свайных фундаментов, установленных в районах распространениявечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания, на выпучивание (пп. 7.111 - 7.119).

Определение Модля условного фундамента

7.27. Расчетная схема условногофундамента без лежней, расположенного в однородном по несущей способности слое грунта,принятая для определения М°,изображена на рис 21.

На фундамент действуют:

а) горизонтальная сила , действующая на высоте Нот расчетной поверхности грунта;

б) вертикальная сила No, принимаемая равнойрасчетной вертикальной силе Nd (включающей вес фундамента),

No = Nd;                                                                                                    (74)

Рис. 21.Расчетная схема уставного призматического фундамента

в) напряжение sу давления грунта на переднююгрань фундамента (на участке от g = 0 до g = gо) и на заднюю грань фундамента (на участке от g = gо до g = d), величина которых в каждойточке этих граней прямо пропорциональна глубине g расположения этой точки отрасчетной поверхности грунта

,                                                                                                (75)

где Rg - коэффициент пропорциональности, представляющий собой расчетноесопротивление грунта на глубине g = 1 в условияхпространственной задачи (при ширине фундамента, равной bf), bf - размер поперечногосечения фундамента в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

г) нормальное напряжение Rgsb давления грунта на участок подошвы фундамента аb.

Расстояние от расчетнойповерхности грунта до оси поворота фундамента обозначено через gо, эксцентриситет силы давления грунта на подошвуфундамента - через е.

7.28. Значение коэффициентапропорциональности Rg кН/м2, характеризующего изменение давления sg с глубиной при bf ³ 0,3 м, определяются поформуле

Rg = kgRu(bf + Cf),                                                                                     (76)

а при bf < 0,3 м - по формуле

,                                                                              (77)

где Ru - коэффициент пропорциональности (кН/м3), представляющийсобой предельное (нормативное) сопротивление грунта на глубине g = 1 в условиях плоскойзадачи (при ширине фундамента, равной bf = 1); Сf- характеристика грунта, м, учитывающая пространственную работу фундамента.

7.29. Значения характеристикгрунтов Ru и Сf,принимаемые при расчете одиночных фундаментов, а также значения sf для закапываемых фундаментовприведены в табл. 35. Эти значенияпредусматривают послойное уплотнение грунта засыпки котлована (отрытых вручную,буровой машиной или иным способом) до плотности окружающего грунта.

Наименование грунтаустанавливают по крупности частиц (для песков), по числу пластичности и егоприродной влажности (для супесей, суглинков и глины) в соответствии склассификацией грунтов, приведенной в ГОСТ 25100-82.

7.30. Расчетная несущаяспособность М° условного фундамента слежнями, расположенного в двух различающихся по несущей способности слояхгрунта (рис. 22), определяют по следующим формулам:

а) когда ось поворотафундамента расположена в пределах верхнего слоя

;                                  (78)

Рис. 22.Расчетная схема фундамента с лежнями:

1- граница верхнего и нижнего слоев грунта

б) когда ось поворотафундамента расположена в пределах нижнего слоя

;                                   (79)

где d1 - расчетная толщинаверхнего слоя (т.е. расстояние отрасчетной поверхности грунта до подошвы верхнего слоя); Pt и Рd - расчетные сопротивления соответственно верхнего инижнего лежней действию горизонтальной нагрузки (см п. 7.33); R1 и R2 - значение коэффициентов пропорциональности,характеризующих изменение давления грунта с глубиной, определяемые по формулам(76) и (77),соответственно для верхнего и нижнего слоя, dt и dd - глубины расположения от расчетной поверхности грунта соответственноверхнего и нижнего лежней.

Уравнения (78) и (79) решаютпутем последовательных приближений. При наличии одного лишь верхнего лежня вформулы (78) или (79) следует подставлять значение Рd= 0, а при наличии одного лишь нижнего Pt = 0.

7.31. Формула (78) применима при выполнении условия

dt £ go £ d1,                                                                                               (80)

где gо - глубина расположения осиповорота фундамента, определяемая по формуле

.                                        (81)

При невыполнении левогонеравенства условия (80), т.е. при dt > go, значение Мо следует определить по формуле

.                              (82)

Невыполнение правогонеравенства условия (80), т.е. при gо > d1, свидетельствует о том, что ось поворота фундаментарасположена в пределах нижнего слоя и фундамент следует рассчитывать по формуле (79).

7.32. Формула (79) применима, когда выполняется условие

d1 £ go £ dd.                                                                                               (83)

Здесь gо определяется по формуле

.                                            (84)

При невыполнении правогонеравенства условия (83), т.е. при gо > dd значение М° следуетопределять по формуле

                                        (85)

При использовании формулы (82) go = dt, а при использованииформулы (85) go = dd.

При отсутствии нижнего лежнядолжно выполняться условие

d1 £ go £ d.

7.33. Расчетные сопротивления лежней Pt и Pd определяют по формулам:

Pt = Rtd¢t(ltbf);                                                                                       (86)

Pd = Rdd¢d(ltb1),                                                                                     (87)

где Rt и Rd - значения коэффициентовпропорциональности, определяемые подстановкой соответственно bt и bd вместо bf в формулы (76) и (77); lt и ld - длины соответственноверхнего и нижнего лежней; bt и bd - ширина соответственноверхнего и нижнего лежней; bf - ширина опоры в месте установки соответственно верхнего и нижнеголежней; d¢t и d¢d - глубина расположениярабочей грани соответственно верхнего и нижнего лежней (от фактическойповерхности грунта).

7.34. При расчете фундаментабез лежней, находящегося в однородном слое и с одинаковой несущей способностью,характеризующейся по всей глубине dкоэффициентом пропорциональности Rg (п. 7.27) в формулах (78) и (79)следует принимать d1 = d и R1 = R2= Rg, а Рt = Pd = 0.

В этом случае расчетусловного фундамента производят по формуле

,                                                  (88)

где gо - определяется по формуле

;                                                                                    (89)

е - эксцентриситет силыдавления грунта по подошве фундамента для закопанных фундаментов при  2,5, а также длясвайных фундаментов определяют по формуле

е =0,4аf,                                                                                                   (90)

Фундаменты с учетомконичности в подземной части рекомендуется рассчитывать по методике,приведенной в приложении6.

Для закопанных фундаментовпри  < 2,5эксцентриситет

.                                                                               (91)

Здесь аf-размер поперечного сечения фундамента (вдольнаправления действия нагрузки); bf-размер поперечного сеченияфундамента в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки; kg и sf  - те же значения, что в формуле 72(см. п. 7.26).

7.35. Формула (88) применимапри выполнении условия

.                                                                              (92)

7.36. При H ³ 0,75d, необходимость решенияуравнения (88) способом последовательных приближений при определении М° устраняется. В данном случае можноиспользовать следующую приближенную формулу

М° = (0,1Rgd3+ Nde)h,                                                                             (93)

где h - коэффициент, учитывающийвлияние плеча Н на величину момента,принимаемый по графику, приведенному на рис. 23 в зависимости от отношения .

Рис. 23. Определениекоэффициента h, учитывающего влияние плеча Нна величину момента

7.37. В пучинистых грунтахрайонов распространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзаниярасчет несущей способности одиночных призматических фундаментов при действиигоризонтальной нагрузки выполняют в соответствии с пп. 7.98 - 7.110.

Определение несущейспособности фундамента при нагрузке, одновременно действующей в несколькихплоскостях

7.38. Значение  расчетной несущейспособности фундамента по грунту на действие момента относительно оси z при одновременном действиимомента также относительно оси хвычисляются по формуле

,                                                                         (94)

где Мfz - значение расчетнойнесущей способности фундамента по грунту на действие момента (п. 7.15) при нагрузке, равнодействующая которой расположенав плоскости ху, и плечегоризонтальной силы, равном Нх;Мfx - значение расчетной несущей способности фундаментапо грунту на действие момента (п. 7.15) принагрузке, равнодействующая которой расположена в плоскости уz, и плече горизонтальнойсилы, равном Hz.

7.39. Значение Мfz и Мfx определяютпо формулам, приведенным выше, для случаев, когда нагрузка действует в однойвертикальной плоскости симметрии фундамента. При определении каждого из нихучитывают полное значение вертикальной силы Nd.

При заданном значении расчетнойнесущей способности фундамента по грунту на действие момента в одной плоскости,например, момента  в плоскости ху значение несущей расчетнойспособности фундамента по грунту  в плоскости yz определяют по формуле

                                                                           (95)

Значение Nf расчетной несущейспособности фундамента по грунту на действие вертикальной силы вычисляют всоответствии с п. 7.26.

Определениевнутренних усилий в сечениях призматических фундаментов

7.40. Продольную силу впоперечных сечениях фундамента (по всей его длине) принимают равнойвертикальной силе Nd. Изгибающий момент, действующий в поперечных сечениях фундамента безлежней на глубине у от расчетнойповерхности грунта, от приложенной на высоте Н горизонтальной силы F можетбыть определен по формуле

,                                            (96)

где

.                                                                                    (97)

Наибольшее значениеизгибающего момента Мmax, действующего в поперечныхсечениях фундамента, вычисляют по формуле (96) при y = y1, где y1 определяется уравнением

.                                                                 (98)

Значения глубин yо и y1 приведены в табл. 36.

Эпюра изгибающих моментов My, построенная сиспользованием формулы (96), показана на рис.24, а.

Рис. 24. Эпюра усилий в поперечных сечениях призматического фундамента идавлений грунта по его боковой поверхности:

а - изгибающих моментов Му;б - поперечных сил Qу; в -давлений грунта qy

Таблица36

Глубина h, м

Высота приложения горизонтальной силы H, м

-1,0

-0,5

0

0,5

1,0

2,0

5,0

10,0

20,0

¥

Глубина уо

2,0

-

2,60

1,48

1,45

1,43

1,40

1,37

1,35

1,34

1,33

2,5

2,19

1,97

1,85

1,83

1,80

1,76

1,72

1,70

1,68

1,67

3,0

2,49

2,34

2,23

2,20

2,17

2,12

2,07

2,04

2,02

2,00

3,5

2,84

2,71

2,60

2,58

2,54

2,49

2,42

2,39

2,37

2,33

4,0

3,20

3,08

2,98

2,94

2,91

2,86

2,79

2,74

2,71

2,67

4,5

3,57

3,44

3,35

3,32

3,28

3,22

3,14

3,08

3,05

3,00

5,0

3,93

3,82

3,73

3,70

3,65

3,60

3,50

3,44

3,40

3,33

Глубина y1

2,0

-

1,11

0,84

0,70

0,61

0,50

0,35

0,26

0,18

0,00

2,5

1,83

1,30

1,05

0,90

0,80

0,67

0,48

0,36

0,26

0,00

3,0

1,92

1,50

1,26

1,10

1,00

0,85

0,62

0,47

0,36

0,00

3,5

2,03

1,69

1,47

1,32

1,20

1,03

0,77

0,58

0,42

0,00

4,0

2,23

1,91

1,69

1,52

1,40

1,22

0,93

0,70

0,51

0,00

4,5

2,46

2,11

1,90

1,73

1,60

1,41

1,09

0,83

0,61

0,00

5,0

2,60

2,62

2,11

1,94

1,81

1,61

1,25

0,97

0,72

0,00

7.41. Поперечная сила Qy, действующая в поперечномсечении фундамента без лежней на глубине уот расчетной поверхности грунта от приложенной на высоте Н горизонтальной силы, может быть определена по формуле

.                                                    (99)

Наибольшее значениепоперечной силы Qmax, действующее на глубине уo, определяют по формуле

.                                                                  (100)

Эпюра поперечных сил Qy, построенная сиспользованием формулы (99), показана на рис.24.

7.42. Интенсивность давлениягрунта qy, действующая по боковойповерхности фундамента без лежней на глубине у от расчетной поверхности грунта, может быть определена по формуле

.                                                              (101)

Значение интенсивностидавления грунта, действующего на глубине  или d, соответственно определяютпо формулам (102) и (103).

;                                                                         (102)

.                                                                                    (103)

Эпюра давления грунта qу, построенная с использованием формулы (101),показана на рис. 24, в. На это давление грунта рассчитывают, например, полки двутавровых(или коробчатых) фундаментов (рис. 25, а); полки трехлучевых фундаментоврассчитывают на давление грунта, равное qу cos a (рис. 25, б).

7.43. При величине горизонтальнойсилы F = 0 (т.е. при действии нафундамент чистого момента) в формулах (96),(99) - (103) принимают следующиезначения: глубина , глубина y1 = 0, а произведение FH = M.

Определение внутреннихусилий в сечениях опор с обратной коничностью в подземной части рекомендуетсяопределять по методике, приведенной в приложении6.

Рис. 25.Интенсивность давления грунта на полки фундамента:

а - двутаврового; б - трехлучевого

7.44. Лежни рассчитывают на давление грунта, отнесенноек единице длины лежня, равное для верхнего лежня

;                                                             (104)

для нижнего

,                                                           (105)

где

;                                                                                 (106)

Ag = bfd2 + (ltbf)b2t + (ldbf)b2d;                                                           (107)

Bg = bfd3 +(ltbt)b3t+ (ldbf)b3d;                                                           (108)

Cg = bfd4+ (ltbf)b4t + (ldbf)b4d;                                                           (109)

здесь lt; bt; ld и bd имеют те же значения, что ив п. 7.33.

При наличии только одноговерхнего лежня в формулах (107) - (109) значения (ldbf) = 0; при наличии только нижнего лежня в этих же формулах значения (ltbf) = 0.

РАСЧЕТ СТУПЕНЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ

Определениенесущей способности фундамента

7.45. Значение Мf расчетной несущей способности заданного фундаментапо грунту на действие момента при нагрузке, равнодействующая которойрасположена в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента, вычисляют поформуле

,                             (110)

где М° -значение расчетной несущей способности условного фундамента по грунту надействие момента (п. 7.51); Nd - вертикальная нагрузка,включая массу фундамента и грунта на его уступах, ограниченную вертикальнымиплоскостями, проходящими через наружные грани нижнего уступа; Gw - вес клина грунта состороны задней грани фундамента (рис. 26),ограниченная наклонными гранями обелиска (при условии установки фундамента наплощадке); G¢w - вес части клина грунта со стороны задней гранифундамента (см. рис. 26), отсекаемаяоткосом земляного полотна (при условии установки фундамента на откосе); f и f¢ - расстояние от оси фундамента до центратяжести соответственно клина грунта Gw и G¢w; gco - коэффициент условий работы, учитывающий влияниеочертания поверхности грунта и места установки фундамента (п. 7.18); ycv- коэффициент условий работы, учитывающий влияние вибрации (колебаний)грунта около фундамента от проходящих поездов (п. 7.47); yct - коэффициент условийработы, учитывающий долю постоянной нагрузки в суммарной (п. 7.22).

В качестве условногофундамента принимают фундамент заданных размеров, закопанный на горизонтальнойплощадке, при отсутствии в непосредственной близости железнодорожного пути ипри нагрузке, в которой доля постоянной составляет 35 % (x = 0,35).

Таким образом, для условногофундамента

yсо = ycv = yct = 1.

7.46. При определениивеличины Gw и G'wтангенс угла наклона граней клина грунта к вертикали принимают равным v (п. 7.81).

7.47. Значение коэффициента ycv при наличии колебанийгрунта около фундамента от проходящих поездов принимают равным 0,95, а приотсутствии колебаний ycv = 1.

7.48. Значение  расчетной несущейспособности фундамента по грунту на действие момента, учитывающегоодновременное действие нагрузки в плоскостях ху и уz определяют в соответствии с п. 7.38.

Рис. 26. Схема распределения массы грунта на уступах ступенчатого фундамента:

а - на площадке; б - наоткосе

7.49. Значение Nf расчетной несущейспособности фундамента по грунту на действие вертикальной силы вычисляют поформуле

Nf = kgsfAf,                                                                                               (111)

здесь kg; sf; Af - те же значения, что вформуле (72) (см. п. 7.26).

Определение М°для ступенчатого фундамента

7.50. Расчетная схемаусловного ступенчатого фундамента, принятая для определения М°, приведена на рис. 27. В схеме приняты следующие обозначения:

Рис. 27.Расчетная схема ступенчатого фундамента:

1 - расчетная поверхность грунта; 2 - ось поворота фундамента

n - общее число участков фундамента, различающихся шириной внаправлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки; i - номер участка, в пределах которого расположена осьповорота фундамента; d1; d2;…;dк; dn - расстояния от расчетной поверхности грунта до нижнихграниц 1-го, 2-го, к-го, n-го участков соответственно; b1;b2; …; bк; bn - ширины границ 1-го,2-го, к-го и n-гоучастков соответственно в направлении, перпендикулярном плоскости действиянагрузки; af -размер подошвы фундамента в направлении, параллельном плоскости действиянагрузки; R1; R2;…; Rк; Rn - значения коэффициентов пропорциональности Rк (см. п. 7.53)для 1-го, 2-го, к-го и n-го участков соответственно; F1- равнодействующая давления грунта на передние грани фундамента, расположенныевыше i-го участка; F2 –равнодействующая давления грунта на задние грани фундамента, расположенные нижеi-го участка; d1; d2 - плечи соответственно сил F1и F2 относительно точки 0 (пересечения вертикальнойоси фундамента с расчетной поверхностью грунта).

При нумерации участковотдельным номером обозначается по высоте фундамента каждый участок, имеющийодинаковую ширину независимо от того, меняется ли в пределах этого участкаразмер горизонтального поперечного сечения фундамента в направлении, параллельномплоскости действия нагрузки.

7.51. Расчет условного фундаментана нагрузку, действующую в одной из вертикальных плоскостей его симметрии,производят по формуле

.                                      (112)

7.52. Значения е; F1; F2; F1a1; F2a2, входящие в уравнение (112), определяют по формулам

;                                                                               (113)

;                                                                           (114)

;                                                                          (115)

;                                                                        (116)

;                                                                        (117)

При к = 1значение dк-1 = 0.

7.53. Значения коэффициентовпропорциональности Rк, входящих в уравнения (112)и (114) - (117), определяют по формуле

Rк = kgRu(bк + сf).                                                                                      (118)

7.54. Значения характеристикгрунтов Ru; сf  и sf при расчете ступенчатых фундаментов принимают по табл. 35.

7.55. Уравнение (112) решают путем последовательныхприближений.

Расчет выполняют в следующемпорядке:

а) делают предположение отом, в пределах какого участка расположена точка поворота фундамента, т. е.какой участок следует считать i-м;

б) по формуле (112) призначении i определяют величину М°, которая должна удовлетворять условию

;                                                (119)

в) если условие (119) невыполняется, то, следовательно, участок был выбран неверно. За i-й в этом случае следуетпринять другой участок и расчет повторить.

При этом в случаеневыполнения левого неравенства условия (119) рекомендуется за i-й принять участок,расположенный более высоко, а в случае невыполнения правого неравенства - болеенизко.

7.56. Ориентировочно вкачестве i-го участка можно приниматьтот, в пределах которого расположена точка поворота фундамента при плечегоризонтальной силы H = ¥. В этом случае искомый i-й участок может бытьопределен как удовлетворяющий неравенствам

FS - 2F2 > 0; FS - 2F2Ri(d2id2i-1)< 0,                                                (120)

где FS - полная площадь эпюры sкbк горизонтального давлениягрунта на фундамент (на его передние и задние грани);

.                                                                           (121)

7.57. Расстояние уа от расчетной поверхностигрунта до оси поворота фундамента может быть определено по формуле

.                                                      (122)

РАСЧЕТ ГРУППОВЫХ ФУНДАМЕНТОВ НА ВЕРТИКАЛЬНЫХСВАЯХ

Определениерасчетной несущей способности фундамента при нагрузке, действующей в однойвертикальной плоскости симметрии

7.58. Значение Мf расчетной несущей способности группового свайногофундамента по грунту (рис. 28) на действиемомента равно меньшей из величин, определяемых по формулам:

;                                                         (123)

;                                                           (124)

;                                                        (125)

;                                                            (126)

где Sut - предельное сопротивление одной растянутой сваи (п. 7.59); Suc - то же сжатой (п. 7.59); Nd - расчетная вертикальнаянагрузка, действующая на фундамент (включая массу плиты ростверка и свай); np - число сваи в фундаменте; х; z - расстояния от главных осей плана до оси каждой сваи; xt; zt - расстояния от главныхосей плана свай до оси наиболее удаленной растянутой сваи; хс; zс - то же сжатой; kt - коэффициент однородности,учитывающий возможное отличие фактических характеристик грунта от нормативныхзначении для растянутой сваи (п. 7.65); kc - то же сжатой (п. 7.65); gcv - коэффициент условий работы (см. п. 7.19); gc3 - коэффициент условий работы, учитывающийусловность расчетной схемы фундамента, по которой предполагается шарнирноеприкрепление голов свай к опоре или плите ростверка (п. 7.66); gc4z -коэффициент условий работы, учитывающий различнуюподатливость рядов сжатых и растянутых свай, расположенных параллельно оси z (124); gc4x - то же рядов свай,расположенных параллельно оси х (п. 7.67).

Формулы (123) и (125)соответствуют случаю, когда предельное состояние фундамента наступает врезультате исчерпания несущей способности растянутой сваи, а формулы (124) и(126) - сжатой.

7.59. Значения предельныхсопротивлений Sut и Suc для забивных свай

Sut = Pplttp;                                                                                                (127)

Suc = Pplñtp + sрАр;                                                                                   (128)

lt и lс - расчетные длинысоответственно растянутой и сжатой свай; Рр- периметр поперечного сечения сваи, при сваях таврового и двутаврового сеченийпериметр определяют по контурам, показанным на рис 20 жирными линиями, tр - предельные значения удельного сопротивлениятрению грунта по боковой поверхности сваи; sр - предельное значениедавления грунта по основанию сваи; Ар- площадь поперечного сечения сваи.

Для свай кольцевого сечения,погружаемых с открытым нижним концом, площадь Ар определяют, как для свай сплошного сечения.

7.60. Длину lt (или lс) сваи в грунте принимают равной расстоянию (повертикальной оси сваи) от поверхности грунта (а при верхнем насыпномнеуплотненном слое, например, песчаного балласта, шлака, - от нижнейповерхности этого слоя) или при наличии ростверка с плитой, заглубленной вгрунт, - от подошвы плиты до начала заострения нижнего конца сваи, а приотсутствии острия - до подошвы сваи.

Длина lt растянутых свай не должнабыть меньше 4 м. Расстояние между сваями следует принимать не менее двухдиаметров (размеров поперечного сечения) свай.

7.61. При расчете свайногофундамента в зависимости от глубины свай в грунте значения sр принимают по графику (рис. 29), а значения tр - по графику (рис. 30).

7.62. Для свай, погруженныхвибраторами, значения tр умножают на коэффициент a1 равный:

Дляпесков                        1,1

Для супесей                       0,9

Для суглинков                   0,8

Для глин                            0,7

Для забитых свай коэффициентa1 = 1

7.63. Для свай, погруженныхв направляющие скважины, образованные бурением или трубой, погружаемой вибропогружателем,с выемкой грунта, значение tр умножают на коэффициент a2, принимаемый по графику (рис. 31) в зависимости от отношения , где Ah - площадь поперечного сечения скважины.

При учете коэффициента a2 принимают коэффициент a1 = 1.

7.64. Для свай, погруженныхв направляющие скважины, образованные трубой с закрытым концом (без выемкигрунта), принимают коэффициент a2 = 1

При этом значение tр умножают на коэффициент a1, значения которого приведены в п. 7.62.

Рис. 28. Схема группового свайного фундамента:

1- сваи; 2 - уровень низа конструкции опоры или подошвы плиты ростверка

7.65. Значения коэффициентоводнородности kt и kc принимают kt = 0,5; kc = 0,7.

7.66. Значения коэффициентовусловий работы gс3 принимают равными:

при прикреплении голов свайк опоре или плите ростверка болтами gс3 = 1;

Рис. 29.Значение sр длясвайного фундамента:

1 - гравелистые и крупные пески, твердые супеси, суглинки и глины; 2 - пески средней крупности; 3 - мелкие пески и тугопластичныесупеси, суглинки и глины; 4 -пылеватые пески и мягкопластичные супеси, суглинки и глины; 5 - текучепластичные супеси, суглинки иглины

Рис. 30. Значение tрдля свайного фундамента:

1 - гравелистые, крупные и средней крупности (забивка без подмыва)пески, твердые супеси, суглинки и глины; 2- мелкие и пылеватые (забивка без подмыва) пески, тугопластичные супеси,суглинки и глины; 3 - гравелистые,крупные и средней крупности (забивка с подмывом) пески; 4 - мягкопластичные супеси, суглинки и глины; 5 - мелкие и пылеватые (забивка с подмывом) пески; 6 - текучепластичные супеси, суглинки иглины; 7 - илы

Рис. 31.Определения значения коэффициента a2

при заделке голов свай вплиту ростверка, не заглубленную в грунт, gс3 = 1,2;

при заделке голов свай вплиту ростверка, заглубленную в грунт, gс3 = 1,4.

7.67. Значения коэффициентовусловий работы gс4z или gс4х приведены в табл. 37.

Таблица37

Число рядов свай фундамента, расположенных в плоскостях, перпендикулярных плоскости действия нагрузки

Коэффициент условий работы gс4 при исчерпании несущей способности свай

растянутой

сжатой

2

2,0

1,0

3

1,15

0,9

4 и более

1,20

0,8

7.68. Значение Nf расчетной несущей способности свайного фундаментапо грунту на действие вертикальной силы определяют по формуле

Nf = kсSucnp,                                                                                              (129)

где Suc - определяют по свае с наименьшим сопротивлением сжатию.

Определение расчетнойнесущей способности фундамента при нагрузке, одновременно действующей внескольких плоскостях

7.69. Значение  расчетной несущейспособности группового свайного фундамента по грунту относительно оси z при одновременном действиимомента также и относительно оси х ссимметричным относительно осей х и z расположением голов свай вплане равно меньшей из величин, определяемых по формулам:

;                                                      (130)

.                                                     (131)

7.70. Значение  расчетной несущейспособности группового свайного фундамента по грунту относительно оси х при одновременном действии моментатакже и относительно оси z ссимметричным относительно осей х и z расположением голов свай вплане равно меньшей из величин, определяемых по формулам

;                                                      (132)

.                                                      (133)

7.71. Значение Nf определяют в соответствии сп. 7.68.

РАСЧЕТ ОТДЕЛЬНЫХ СВАЙ

7.72. Кроме расчетагруппового свайного фундамента (пп. 7.58 - 7.71), должны быть выполнены расчеты закрепленияв грунте (против опрокидывания) и прочности отдельных свай фундамента придействии на каждую из них изгибающего момента Мр, горизонтальной силы Fр, продольной растягивающейсилы Nt илисжимающей силы Nс, приложенных на уровне верха сваи (а при наличии ростверка- в уровне подошвы его плиты).

7.73. Расчет закрепления вгрунте (против опрокидывания) производят только для тех свай, у которыхотношение  длины сван в грунте кразмеру ее поперечного сечения (в направлении действия силы Fp) меньше 8.

Этот расчет выполняют всоответствии с указаниями пп. 7.15 - 7.44.

При растягивающей силе Nt в формулы (65) - (109)следует подставлять значение Nde = 0.

7.74. Значение продольнойрастягивающей силы Nt или сжимающей силы Nc, горизонтальной силы Fpи изгибающего момента Мр,действующих на каждую сваю (для фундамента с одной вертикальной плоскостьюсимметрии при наличии плиты ростверка) в уровне подошвы его плиты, определяютпо формулам

Nt = Q1t[Cs + Y(x - e)];                                                                            (134)

Nc = Q1c[Cs + Y(x - e)];                                                                            (135)

Fp = Q2as- Q3Y;                                                                                       (136)

Мр = -Q3as + Q4Y,                                                                                   (137)

где as - смещение плиты ростверка по направлению горизонтальной оси х(п. 7.75); Сs - то же по направлениювертикальной оси у (п. 7.75); Y - угол поворота плитыростверка вокруг оси z (п. 7.75); х - расстояние от оси плана сваи до осисваи, для которой определяют усилия; e - расстояние от оси планасваи до упругого центра (п. 7.75); Qi - соответствующее усилие (продольная сила, горизонтальная сила илимомент) в голове сваи при перемещении плиты ростверка на единицу в направленииэтого усилия (п. 7.76).

7.75. Значение перемещенийростверка аs; Сsи Y определяют по формулам

аs = k1Fd+ k3(Md - Nde);                                                                          (138)

Cs = k4Nd- Ye;                                                                                         (139)

Y = k3Fd+ k6(Md - Nde);                                                                          (140)

где ki в формулах (138) - (140)

k1 = D1rфф;                                                                                                (141)

k3 = D1rаф;                                                                                                 (142)

;                                                                                                   (143)

k6 = D1raa.                                                                                                 (144)

Здесь

;                                                                                       (145)

Q2;                                                                                             (146)

Q1t + Q1c + Q4;                                      (147)

Q3;                                                                                          (148)

Q1t + Q1c.                                                                           (149)

Положение упругого центраопределяют по формуле

.                                                                                   (150)

В формулах (146) - (150)знак  означает суммированиепо всем сваям фундамента, знак  - суммирование по всем растянутым сваям фундамента,  - суммирование повсем сжатым сваям фундамента.

Количество kt (растянутых свай вфундаменте) и mc (сжатых) определяют методомпоследовательных приближений. Для этого, задаваясь величинами kt и mc определяют по формуле (150)величину e. Если, подсчитанная такимобразом величина e, определяющая границурастянутых и сжатых свай фундаментов, соответствует принятому в попыткеколичеству растянутых и сжатых свай, то попытка оказалась правильной. Если этоусловие не выполняется, то задаются новыми значениями kt и mc и расчет повторяют.

7.76. Значения величин Q1 для каждой сваи фундаментавычисляют по формулам

Q1t = ;                                                                                             (151)

Q1c = ;                                                                                             (152)

Q2 = ;                                                                                           (153)

Q3 = ;                                                                                             (154)

Q4 = ;                                                                                             (155)

где Ер- модуль упругости материала сваи; Ар- площадь поперечного сечения сваи; Iр - момент инерции поперечногосечения сваи; lt, lc - расчетная длинарастянутой или сжатой сваи при действии продольной силы (п. 7.77); lm - расчетная длина сваи приизгибе (п. 7.77).

7.77. Значение расчетныхдлин свай lt; lc; lm вычисляют по формулам

;                                                                                    (156)

;                                                                                    (157)

lm = lор + 5ар,                                                                                             (158)

где lор - свободная длина сваи (отподошвы плиты ростверка до поверхности грунта); при ростверке, заглубленном вгрунт, lор = 0; Nt - продольная растягивающая (близкая к расчетной) нагрузка на сваи; Nc - то же сжимающая нагрузка;dt - перемещение головырастянутой сваи при нагрузке Nt; dc - то же сжатой сваи принагрузке Nc, аp- размер поперечного сечения сваи в направлении, параллельном плоскостидействия нагрузки.

Величины усилий Nt и Nc и соответствующие им продольные перемещения головсвай dt и dc устанавливают порезультатам статических испытаний свай на растягивающую или сжимающую нагрузки.

При отсутствии такихрезультатов испытаний свай значения  или  можно приниматьприближенно по графику (рис. 32) взависимости от глубины погружения свай в грунт.

7.78. При отношении длинысваи в грунте к размерам ее поперечного сечения  (в направлениидействия нагрузки) внутренние усилия в сваях на глубине у (при расчете их прочности) определяют в соответствии с указаниямипп. 7.40 - 7.43.

При  расчет прочностиствола сваи производят по следующим усилиям, действующим на глубине у от поверхности грунта:

а) продольной силерастянутых свай

;                                                                                     (159)

Рис. 32.Значение  для свай:

1 - растянутых; 2 - сжатых

б) продольной силе сжатыхсвай

;                                                                     (160)

в) изгибающему моменту,приближенно определяемому по формуле (96),где принимается d = lp, в тех случаях, когда lp >15ар, следует в формуле (96)принимать значение - d15ар.

7.79. Для районовраспространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания предельноесопротивление растянутых Sut и сжатых Suc свай определяют с учетом касательных сил морозного пучения грунта (пп.7.111 - 7.119).

В пучинистых грунтах низростверков располагают выше поверхности грунта.

РАСЧЕТ РАЗДЕЛЬНЫХ ФУНДАМЕНТОВ

7.80. Значение Мfz, расчетной несущей способности раздельногофундамента на действие момента по грунту (рис.33) при нагрузке, действующей в плоскости ху, принимают равным меньшей из величин, полученных по формулам(161) - (165):

а) по условию выпираниягрунта над плитой растянутого блока

;                              (161)

б) по условию смятия грунтанад плитой растянутого блока

;                                              (162)

в) по сопротивлению сжатогоблока

.                              (163)

В формулах (161) - (163)

Sut - предельное сопротивлениерастянутого блока (п. 7.81); Suc - предельное сопротивлениесжатого блока (п. 7.82); gcv - коэффициент условийработы (см п. 7.19); t - расстояние между центрамикрепления опоры к блокам (см. рис. 33); lt; dt, lс и dc - размеры растянутого и сжатого блоков (см. рис. 33); G1 - сумма веса опоры ивертикальной составляющей от подвести; G2c и G2t - вес соответственно сжатого и растянутого блоков; G и G3t - вес грунта над уступамисоответственно сжатого и растянутого блоков.

При определении весафундамента вес единицы объема его части, расположенной ниже уровня грунтовойводы, снижают на 10 кН/м3.

Рис. 33.Схема раздельного фундамента

а - растянутый блок; б -сжатый блок

7.81. Значения Sut предельного сопротивлениярастянутого блока определяют:

а) по условию выпираниягрунта над плитой блока

Sut = 0,5gd2t(2at + 2St + 2,7gdt)g + G2t + G3t;                                           (164)

б) по условию смятия надплитой блока

Sut = 0,6(atSta¢tS¢t)(sf + 4dt – 12) + G2t,                                                    (165)

где at; a't;St; S't- размеры (в плане) растянутого блока (см. рис.33); g - коэффициент, принимаемый:

пески крупные и среднейкрупности, глина, суглинки и супеси твердые      0,4

пески мелкие, глины,суглинки и супеси тугопластичные                               0,33

пески пылеватые, глины,суглинки и супеси мягкопластичные                     0,25;

g - вес единицы объема грунта засыпки кН/м3.

Значение sf принимают по табл.35.

Формулы (164) и (165)предусматривают послойное уплотнение грунта засыпки котлованов до плотностиокружающего грунта.

7.82. Значение Suс предельного сопротивления сжатого блока

Suс = (sf + 4dc – 2)acScG2tG3t,                                                  (166)

где dc - расчетная глубина сжатого блока; аси Sс - размеры (в плане) растянутого блока (см. рис. 33).

7.83. Значение Мfx расчетной несущей способности фундамента по грунтупри нагрузке, действующей в плоскости yz, определяют по формуле

Мfx = Мft + Мfс,                                                                                         (167)

где Мft; Мfс - значение расчетнойнесущей способности соответственно для растянутого и сжатого блоков фундаментапо грунту в плоскости yz (п. 7.84).

В случаях, когда конструкцияприкрепления опоры к блоку исключает возможность передачи ему от опорыизгибающего момента в плоскости yz(например, при блоке, имеющем одну стойку, крепление опоры к которойосуществлено с помощью центрального болта), значение расчетного момента Мft и Мfс для этого блока при расчете по формуле (167)принимают равным нулю.

7.84. Значение Мft и Мfс определяют по формулам расчета ступенчатыхфундаментов (102 - 114).

Вертикальная ось такогофундамента совпадает с вертикальной осью рассчитываемого блока.

Значения расчетнойвертикальной силы Nd и эксцентриситета eпринимают при расчете:

а) для растянутого блока

;                                                                        (168)

;                                                             (169)

б) для сжатого блока

;                                                                       (170)

.                                                             (171)

7.85. Значение  расчетной несущейспособности фундамента по грунту относительно оси z при одновременном действии момента также и относительно оси х определяют по формуле

.                                                                                  (172)

При заданном значении расчетнойнесущей способности фундамента по грунту в одной плоскости, например  в плоскости ху, значение расчетной несущейспособности фундамента по грунту  в плоскости yz определяют по формуле

.                                                                              (173)

Входящие в формулу (173)значения Мfz определяют поп. 7.80, а значение Mfx - по формуле (167).

7.86. При расчете прочностифундамента расчетную продольную силу в поперечных сечениях стоек принимают повсей длине постоянной и равной (рис. 34, a):

а) для растянутого блока

;                                                                                   (174)

б) для сжатого блока

.                                                                                    (175)

Рис. 34.Схема сил для расчета прочности раздельного фундамента:

a - расчетные схемы стоек; б - эпюры реакции грунта; 1- растянутый блок; 2 - сжатый блок

7.87. Горизонтальные силы,приложенные к верху стоек блоков (см. рис. 34),принимают равными

;                                                                                            (176)

.                                                                                           (177)

7.88. Изгибающий момент всечении стойки на глубине у от ееверха (см. рис. 34, а) при g £ lot + 4,5арrдля растянутой стойки и g £ loc + 4,5арrдля сжатой стойки определяют по формулам:

а) для растянутого блока

Mt = Nte¢t + Fty;                                                                                        (178)

б) для сжатого блока

Mс = -Nce¢c + Fcy,                                                                                      (179)

где e¢t, и e¢c - эксцентриситеты вертикальных сил Nt и Nc в сечении стойки на глубинеу.

При g ³ lot + 4,5арrдля растянутой стойки и g ³ loc + 4,5арrдля сжатой стойки в формулу (178) вместо уподставляют lot + 4,5арr,а в формулу (179) вместо уподставляют loс + 4,5арr.

Величина арr равна размеру среднего сечения стойки блока вплоскости действия внешнего момента Мd.

7.89. Усилия в плитах блоковпри расчете их прочности определяют от вертикальных сил Nt (или Nс)и моментов Мt (или Мс), передаваемых плитам в центрах стоек блоков (см. рис. 34). Реакцию грунта при этом определяютпо формулам внецентренного сжатия.

7.90. При проектированииблочных фундаментов допускается применение в одном фундаменте растянутых исжатых блоков, подошва которых расположена на разной глубине.

РАСЧЕТ АНКЕРОВ

7.91. Закрепление анкеров вгрунте считается обеспеченным, если величина расчетного усилия Тd (рис. 35)удовлетворяет условию

Тd £ Tf,                                                                                                            (180)

где Тf - значение расчетнойнесущей способности анкера по грунту.

7.92. Значение Тf несущей способности анкера по грунту принимаютравным меньшей из величин:

;                                                                                               (181)

,                                                                                         (182)

где Nfa - расчетная несущая способность анкера по грунту на действиевыдергивающего усилия (п. 7.93); Мfa - расчетная несущая способность анкера по грунту надействие момента, определяемая по формулам расчета одиночных призматическихфундаментов (пп. 7.15  - 7.36),при этом подставляют значение Nd= 0; a - угол наклона усилия Тd к горизонтали; Ha - плечо силы Тd относительно расчетнойповерхности грунта (см. рис. 35).

При плече Ha = 0, т.е. при действиигоризонтальной составляющей усилия в анкере в уровне расчетной поверхностигрунта, значение Tf расчетной несущейспособности анкера по грунту вместо формулы (182) следует определять извыражения

,                                                                                               (183)

здесь Ffa - расчетная несущаяспособность анкера по грунту на действие горизонтальной силы (п. 7.94).

7.93. Значение Nfa расчетной несущейспособности анкера по грунту на действие выдергивающего усилия определяют поформуле

Nfa = kggcvPadatg + 0,9Ga;                                                                         (184)

kg - коэффициент однородности, принимаемый равным 0,5; gcv - коэффициент условий работы (см. п. 7.19); pa - периметр поперечногосечения анкера; при анкере таврового, двутаврового или трехлучевого сеченийпериметр определяют по контурам, показанным на рис.20 жирными линиями; tg - предельное значениеудельного сопротивления трения грунта по боковой поверхности анкера,принимаемое при закапываемом анкере по п. 7.26,а при свайном - по п. 7.61; Ga - вес анкера.

Рис. 35.Схема вертикального анкера:

1 - расчетная поверхность; 2- анкер

В пучинистых грунтах районовраспространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания приопределении величины Nta необходимо учитыватькасательные силы морозного пучения грунта (пп. 7.111- 7.119).

7.94. Значение Ffa расчетной несущейспособности анкера по грунту на действие горизонтальной силы (горизонтальнойсоставляющей усилия в анкере) определяют по формуле

Ffa = Foagccgctgcg,                                                                                        (185)

где Foa - значение расчетной несущей способности условногоанкера по грунту на действие горизонтальной силы (п. 7.95).

7.95. Значение F°a расчетной несущейспособности условного анкера по грунту на действие горизонтальной силы при Ha = 0 определяют по формуле

Foa =0,13Rdd3a,                                                                                         (186)

где Rd -коэффициент пропорциональности (п. 7.28).

7.96. При расчете прочностианкера расчетные усилия в его поперечных сечениях подсчитывают по тем жеформулам, по которым определяют внутренние усилия в сечениях призматическогофундамента (пп. 7.40- 7.44).

При этом продольную силу впоперечных сечениях анкера (по всей его длине) принимают равной

Nda= Tdsina                                                                                            (187)

РАСЧЕТ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР КОНТАКТНОЙ СЕТИ ВОСОБЫХ ГЕОЛОГИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ

Расчет фундаментов опорконтактной сети на горизонтальную нагрузку в пучинистых грунтах

7.97. Расчет фундаментовопор контактной сети на горизонтальную нагрузку (боковую устойчивость) вусловиях вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания следует выполнятьдля летних и зимних условий.

7.98. К районам с глубокимсезонным промерзанием относится территория Восточной Сибири (Забайкалье иДальний Восток) с глубиной сезонного промерзания более 2 м.

7.99. Расчет одиночныхпризматических фундаментов, в том числе с лежнями и анкерными плитами(башмаками), в условиях вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзаниявыполняют в соответствии с указаниями, приведенными в пп. 7.15 - 7.44 с учетомследующих особенностей:

а) при расчете фундаментов,установленных на откосе земляного полотна, для зимних условий учитываютгоризонтальную составляющую силу морозного пучения грунта Fs, направленную нормально кбоковой поверхности фундамента, приложенную на глубине, равной 1/3активного слоя пучения hs (рис. 36);

б) сопротивление грунта поподошве фундамента (или анкерной плиты) как для зимних, так и для летнихусловий не учитывают, т.е. принимают Nd = 0.

7.100. Значение Fs горизонтальной силыморозного пучения грунта

,                                                                                       (188)

где smax - максимальное горизонтальное напряжение, вызванноеморозным пучением грунта, действующее нормально к боковой поверхностифундамента (см. рис. 36), принимаемое по табл. 42; hs - глубина активного слоя пучения грунта,принимаемая равной 2/3 нормативной глубины промерзания hf или оттаивания ht согласно требованиям СНиП II-18-76; bf - ширина фундамента.

7.101. Значение Мf расчетной несущей способности призматическихфундаментов по грунту на действие моментов внешних нагрузок для летних и зимнихусловий определяют по формуле (65) или (70). При определении величины несущейспособности фундамента Мf и зависимости отсоотношений глубин талого ht или мерзлого hf слоя грунта и глубины заложения фундамента d возможны следующие случаи заделки фундамента:

а) для летнего периода:

при наличии толщин талогослоя ht больше глубины заложенияфундамента d на участках, где слойсезоннопромерзающего-оттаивающего грунта не сливается с вечномерзлой толщей иливечномерзлые грунты отсутствуют, т.е. ht > d;

при наличии в пределахнижней зоны глубины заложения фундамента слоя вечномерзлого грунта на участках,где слой сезоннопромерзающего-оттаивающего грунта сливается с вечномерзлойтолщей, т.е. при ht < d;

Рис. 36.Схема учета нормальной составляющей сил морозного пучения грунта на откосе

б) для зимнего периода:

при наличии в пределахнижней зоны глубины заложения фундамента dслоя талого грунта на участках, где слой сезоннопромерзающего-оттаивающегогрунта не сливается с вечномерзлой толщей или вечномерзлые грунты отсутствуют,т.е. при hf < d;

при наличии толщи мерзлогогрунта hf больше глубины заложения фундамента на участках,где слой сезоннопромерзающего-оттаивающего грунта сливается с вечномерзлойтолщей, т.е. при hf > d.

7.102. Для зимнего периодавозможны два сочетания нагрузок:

горизонтальная составляющаясил морозного пучения грунта Fs, действует в одном направлении с эксплуатационной нагрузкой Fo (рис. 37, а);

горизонтальная составляющаясил морозного пучения грунта Fs действует в разныхнаправлениях с эксплуатационной нагрузкой Fo (рис. 37, б).

7.103. Расчетную несущуюспособность Мf условного фундамента,расположенного в двух различающихся по несущей способности слоях грунта,определяют по следующим формулам:

а) когда ось поворотафундамента расположена в пределах верхнего слоя

,        (189)

уо - глубина сил поворотафундамента, равная

;                         (190)

б) когда ось поворота фундамента расположена впределах нижнего слоя

,   (191)

где

,                              (192)

где h1 - расчетная толщинаверхнего слоя; Н - высота приложенияравнодействующей горизонтальных эксплуатационных нагрузок (от расчетнойповерхности грунта); R1; R2 - значения коэффициентов пропорциональности,характеризующих изменения давления грунта от глубины, соответственно дляверхнего и нижнего слоев; Pt; Рd; Рр - расчетные сопротивления соответственно верхнего инижнего лежней, а также анкерной плиты (башмака) действию горизонтальнойнагрузки; dt; dd; dp - глубины расположения от расчетной поверхностигрунта соответственно верхнего и нижнего лежней, а также анкерной плиты.

7.104. Формула (189)применима, когда выполняется условие

dt £ yo £ h1.                                                                                               (193)

Здесь yо определяют по формуле (190).

При невыполнении левогонеравенства условия (193) следует пользоваться формулой

.           (194)

Невыполнение правогонеравенства условия (193) свидетельствует о том, что ось поворота фундаментарасположена в пределах нижнего слоя и фундамент следует рассчитывать по формуле(191).

7.105. Формула (191)применима, когда выполняется условие

h1 £ yo £ dp.                                                                                               (195)

В данном случае уо находят по формуле (192).

При невыполнении правогонеравенства условия (195) следует пользоваться формулой

.             (196)

Рис. 37.Расчетная схема определения несущей способности фундамента па действиегоризонтальной нагрузки Р:

a - придействии нагрузки Р и силы Np в одном направлении; б - то же в разных направлениях; 1 - фактическая поверхность грунта; 2 - расчетная поверхность грунта

При использовании формулы (194)yo = dt, а при использованииформулы (196) yo = dp.

При наличии одного верхнеголежня в формулы (189) - (196) следует подставлять значение Рd= 0, а при наличии нижнего лежня Pt = 0; при установке опорыбез анкерной плиты (башмака) следует принимать Рp= 0.

7.106. Формулы (189) - (196)применимы как при расчете фундаментов для летних, так и для зимних условий сучетом следующих положений:

при расчете фундаментов длялетних условий принимают Fs = 0;

при расчете для летнихусловий принимают h1 = ht при наличии в пределахнижней зоны глубины заложения фундамента d слоя вечномерзлого грунта (п. 7.101);

при расчете фундаментов длязимних условий принято направление Fs, совпадающее с направлением эксплуатационных нагрузок (см. рис. 37, а), когда Fs действует в разных направлениях с эксплуатационнойнагрузкой (см. рис. 37, б), следуетпринимать величину Fs со знаком минус;

при расчете для зимнихусловий принимают h1hf при наличии в пределах нижней зоны глубинызаложения фундамента dслоя талого грунта (п. 7.101);

при расчете фундаментов длялетнего периода при ht > d и для зимнего при hf > d впределах глубины заложения фундамента возможны случаи расположения фундаментакак в одном слое грунта, обладающем по всей глубине d одинаковой несущей способностью, так и в двух различающихся понесущей способности слоях грунта. Например, для зимнего периода характеристикиверхнего слоя мерзлого грунта в пределах деятельного слоя (сезонногопромерзания) могут отличаться от характеристик нижнего слоя вечномерзлогогрунта;

при расчете фундаментов,находящихся в однородном слое с одинаковой несущей способностью,характеризующейся по всей глубине коэффициентом пропорциональности R, следует принимать h1 = d, R1 = R2 = Rg.

7.107. Значение коэффициентапропорциональности Rg (в том числе R1 и R2), характеризующегоизменение давления грунта, как для летнего, так и для зимнего периода,определяют по формуле (76).

7.108. Значениехарактеристик Rut и Сtталого грунта для летнего и зимнего периодов принимают по табл. 38.

Таблица 38

Грунты

Rut, кН/н3

Сt, м

Пески мелкие, глины, суглинки и супеси тугопластичные

105

0,30

Пески пылеватые водонасыщенные, глины, суглинки и супеси мягкопластичные

80

0,25

Примечание. Для неблагоприятных участков значения характеристикгрунтов следует уменьшать на 25 %.

7.109. Значенияхарактеристик Ruf, Сfи ssmax мерзлого грунта верхнегодеятельного слоя (в пределах глубины сезонного промерзания-оттаивания) длязимнего периода принимают по табл. 39.

Таблица 39

Слой грунта

Измеритель

Действие эксплуатационной нагрузки и горизонтальной составляющей сил морозного пучения грунта в направлении

одном

разных

Деятельный

 

 

 

Ruf

кН/м3

Сf

м

ssmax

кН/м2

150

200

Вечномерзлый

 

 

 

Ruf

кН/м2

150

150

Сf

м

0,4

0,4

Примечание. В числителе приведены значения дляусловно-благоприятных участков, в знаменателе - для неблагоприятных.

Классификация участковземляного полотна в зависимости от условий морозного пучения грунта, влияющихна устойчивость опор контактной сети, приведены в приложении7.

7.110. Расчетное сопротивлениележней Pt и Рd, а также анкерной плиты Рpопределяют по формулам:

Pt = Rtdt(lt - bf);                                                                                         (197)

Pd = Rddd(ld - bf);                                                                                       (198)

Pp = Rpdp(lp - bf),                                                                                       (199)

где lt; ld; lp - соответственно длинаверхнего и нижнего лежней, а также размер анкерной плиты, определяемыйперпендикулярно плоскости действия нагрузки; bf - ширина опоры соответственно в месте установкиверхнего и нижнего лежней, а также анкерной плиты.

Значение коэффициентовпропорциональности Rt, Rd и Rp определяют подстановкой вформулу (76) вместо величины bf соответственно ширины(размера по вертикали) верхнего и нижнего лежней bt и bd, а также анкерной плиты bр (см. рис. 37).

Расчетфундаментов опор контактной сети па воздействие сил морозного пучения

7.111. Расчет фундаментов опорконтактной сети на выпучивание выполняют в соответствии с требованиями СНиП II-18-76.

Проверка устойчивостизакопанных и свайных фундаментов опор контактной сети на выпучивание выполняется по формуле

,                                                    (200)

где N -нормативное значение постоянной вертикальной нагрузки на опору; G - нормативное значение весаопоры и фундамента, включая вес грунта на уступах анкерной плиты (башмака); Qt - расчетное значение силы,удерживающей фундамент от выпучивания вследствие трения его о талый слойгрунта; Qf - то же вследствие смерзанияего с вечномерзлым грунтом; ts - нормативное значение касательной силы морозногопучения грунта; As - площадь боковойповерхности части фундамента, находящейся в пределах активной зоны пучениягрунта; nv; п1 - коэффициенты перегрузки соответственно вертикальнойпостоянной нагрузки и массы конструкции с грунтом на уступах, принимаемыеравными 0,9; g¢c - коэффициент условийработы, равный 1,0; noks - произведение коэффициентов соответственноперегрузки и снижения подъемной силы пучения грунта вследствие вертикальногодавления на нижележащие слои грунта от увеличивающегося в объеме промерзающегослоя пучинистого грунта, принимаемое равным: noks = 1,0 - для нераздельныхцентрифугированных конических опор и фундаментов с анкерными плитами (башмаки),noks = 1,1 - для призматическихсвайных фундаментов; gg - коэффициент надежности, принимаемый равным 1.1.

7.112. Нормативное значениекасательной силы морозного пучения грунта ts принимают на основании опытных данных. Приотсутствии опытных данных допускается принимать ts = 60 кН/м2 - на условно-благоприятныхучастках; ts = 80 кН/м2 - нанеблагоприятных участках.

7.113. Площадь As = Pfhs, где Рf- периметр поперечного сечения части фундамента, находящейся в пределахактивной зоны пучения грунта.

Глубину активной зоныпучения грунта hs следует определять по п. 7.100.

7.114. При проверкеустойчивости фундаментов опор контактной сети на выпучивание могут быть дварасчетных случая:

а) нижняя часть фундамента заделанав вечномерзлый грунт (рис. 38, а);

б) нижняя часть фундаментанаходится в пределах талого слоя грунта (рис.38, б).

Для первого расчетногослучая значения сил Qt и Qf определяют по формулам

Qt = ttAt;                                                                                                   (201)

Qf = RсопAf + RdisAg,                                                                                   (202)

где tt - расчетное сопротивлениетрения талого слоя грунта, принимаемое для закапываемых фундаментов по опытнымданным; при отсутствии опытных данных допускается принимать: для глинистыхгрунтов 20, для песчаных 30 кН/м2; At - часть площади боковой поверхности трения талогослоя грунта, находящейся ниже глубины промерзания; Rсоп - расчетное сопротивлениемерзлых грунтов сдвигу по поверхности смерзания с фундаментом, принимаемое по табл.3 приложения 6 СНиП II-18-76; Rdis - расчетное сопротивлениемерзлого грунта сдвигу по грунту, принимаемое по табл. 4 приложения 6 СНиП II-18-76; Аf- площадь поверхности сдвига смерзшегося грунта с поверхностью фундамента; Ag - площадь поверхностисдвига мерзлого грунта внутри грунтового массива.

Для второго случая Qf = 0.

7.115. Для фундамента санкерной плитой (башмаком) площади Af, At и Аg следуетопределять по формулам:

At = Pp(hpf - hf);                                                                                         (203)

Af = Ppbp;                                                                                                  (204)

Ag = Pp(dhpf- bp),                                                                                  (205)

где Рр - периметр горизонтального сечения анкерной плиты; hpf - глубина залеганияповерхности вечномерзлого грунта.

Для фундамента без анкерной плитыAg = 0, a At и Af определяют по формулам

At = Pf(hpf - hf);                                                                                         (206)

Af = Pf(d - hpf),                                                                                         (207)

где Рf- периметр поперечного сечения части фундамента, находящейся соответственно впределах талого и вечномерзлого грунта.

Рис. 38.Расчетная схема на выпучивание фундамента с анкерной плитой:

a - призаделке фундамента в вечномерзлый грунт; б- то же в талый грунт; I, II, III - соответственно сезонномерзлый, талый и мерзлый грунт

Рис. 39. Расчетная схемапроверки на выпучивание свай (обозначения см. на рис.38)

7.116. При проверкеустойчивости на выпучивание фундаментов из призматических свай (рис. 39):

Qt = kgSttiAti;                                                                                            (208)

Qf = SRсопAfi,                                                                                             (209)

где tti -нормативное (предельное сопротивление трения только талого слоя грунта побоковой поверхности сваи для i-гослоя, принимаемое по графику (см. рис. 30);Rсоп - расчетное сопротивление слоя мерзлых грунтовсдвигу по поверхности смерзания со свай, принимаемое по табл. 3 приложения 6 СНиП II-18-76; Аti; Аfi - соответственно площадиповерхности трения талого слоя грунта и поверхности сдвига мерзлого грунта побоковой поверхности сваи для io слоя; kg - коэффициент однородности,принимаемый равным 0,7.

При заглублении низа сваивыше поверхности вечномерзлого грунта (см. рис. 39) Qf = 0.

7.117. Проверку устойчивостина выпучивание анкеров для крепления оттяжек анкерных опор выполняют по формуле(200). При этом вместо N принимают значение вертикальнойвыдергивающей составляющей нормативного усилия в оттяжке Tn, равное N = Tnsina (со знаком минус, а коэффициент перегрузки nv - равным 1,1).

7.118. При установке опорконтактной сети с противопучинными мероприятиями (засыпкой пазух котловановдренирующим грунтом, путем покрытия полимерной пленкой с консистентной смазкойи т.п.) значения касательных сил морозного пучения грунта ts, снижают на 50 %.

7.119. Конструкции фундаментов опорконтактной сети, устанавливаемые в пучинистых грунтах районов распространениявечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания, следует проектировать сучетом специальных мероприятий против воздействия морозного пучения.

Наиболее эффективнымиявляются следующие меры борьбы с выпучиванием грунтов:

замена пучинистых грунтов,окружающих фундамент, непучинистыми (песками большой и средней купности,гравием, галечником и другим крупнообломочным материалом) с устройствомограждения, предотвращающего заиливание дренирующего грунта засыпки, и отводомповерхностных вод;

применение анкерных плит;

обмазка или обмотка боковыхграней фундамента в зоне активного пучения материалами, которые не смерзаются сгрунтом (многослойной полиэтиленовой пленкой с консистентной смазкой и др.).

Снижение сил морозногопучения грунта следует обеспечивать путем:

уменьшения поперечногосечения фундамента в зоне пучения грунта и увеличения глубины и периметрасечения в зоне анкеровки;

применения гладких наружныхграней фундамента, вертикальных или наклонных (конических или пирамидальных,сужающихся кверху), без выступов и пазух в пределах зоны сезонно-мерзлого грунта.

Расчетзакрепления опор контактной сети в скальных грунтах

7.120. Опоры контактной сетив зависимости от прочности и трещиностойкости скальных грунтов закрепляют двумяосновными способами:

а) с разработкой котлованови последующей установкой в них нераздельных опор (рис. 40, а);

б) с помощью анкерныхболтов, закрепленных в скале (рис. 40, б).

В скальных грунтах I группырекомендуется устанавливать опоры в разрабатываемые котлованы, в грунтах IIгруппы - с помощью анкерных болтов.

Классификация скальныхгрунтов приведена в приложении 8.

7.121. Расчет одиночныхфундаментов опор контактной сети в скальных грунтах производят в соответствиисо следующими основными положениями (рис. 41):

а) фундамент, закрепленный вскальном грунте, рассматривается как стержень, погруженный на глубину d в упругое полупространство;

б) давление фундамента(стержня) на упругую среду передается с помощью двух условных связей,расположенных на расстоянии d от концовстержня;

в) давление на упругую среду(грунт) от каждой связи передается равномерно на площадку шириной, равнойширине фундамента bf и высотой d;

г) значение коэффициентапоперечной деформации среды принимается усредненным и равным 0,3.

7.122. Угол наклона b фундамента или опоры,установленной в скальном грунте с обратной засыпкой пазух котлованакрупнообломочным грунтом, должен удовлетворять условию

,                                                                                                (210)

где dс - перемещение верха опорына уровне контактного провода, принимаемое равным 35 мм в соответствии с п. 7.4; Нс- высота контактного провода от расчетной поверхности грунта.

Рис. 40. Схема установки опор в скальном грунте:

а - с разработкой котлованов; б- с помощью анкерных болтов; 1 -опора; 2 - бетонный оголовок; 3 - засыпка; 4 - стальной башмак; 5 -бетонная подготовка; 6 - анкерныеболты

Угол наклона b определяют по формуле

,                                                                                      (211)

Мп - нормативный момент в уровнеповерхности грунта; gcf - коэффициент условий работы, учитывающий влияниеформы поперечного сечения фундамента, принимаемый для прямоугольного илидвутаврового сечения равным 1, для круглого - 0,9; df - коэффициент, определяемый по графику (рис. 42); вf - ширина фундамента; Е - модуль упругости грунта засыпкипазух котлована между стенками фундамента и котлована, принимаемый по табл. 40.

Рис. 41.Расчетная схема заделки фундамента в скальном грунте:

1, 2 - условные связи

Рис. 42.График определения коэффициента df

Таблица 40

Толщина засыпки, см

10

20

30

Е, кН/м2

5000

4200

3500

7.123. Расчет анкерногозакрепления опор контактной сети в скальных грунтах осуществляют в следующемпорядке:

а) определяют усилие Na, действующее на один анкер

,                                                                                               (212)

где Мd - расчетный момент,действующий на опору на уровне обреза фундамента; аа - расстояние между анкерами в плоскости действиямомента; na - число растянутых анкеров;

б) находят площадь (нетто) Аа анкера

,                                                                                              (213)

где gсa - коэффициент условий работы анкера, равный 0,7 дляжелезобетонных консольных опор и 0,6 для крепления оттяжек анкерных опор иметаллических станционных опор; Rа - расчетное сопротивлениестали анкера;

в) определяют диаметр анкераdа;

г) определяют длину заделкианкера в скальном грунте

,                                                                                            (214)

где tt = 120 кН/мм - напряжение сцепления стали анкера сраствором; kg - коэффициент однородности,учитывающий степень трещиноватости выветрелости скального грунта, принимаемыйравным 0,8 для слаботрещиноватых (невыветрелых) и 0,6 для среднетрещиноватых(слабовыветрелых) грунтов.

Конструктивно величину длиныанкера lа принимают не меньше 1,2 м.

Расчетодиночных свайных фундаментов в слабых грунтах

7.124. Расчет одиночныхсвайных фундаментов, расположенных в двух различающихся по несущей способностислоях грунта (включая нижний слой слабого грунта) производится по следующейрасчетной схеме (рис. 43):

Рис. 43. Расчетнаяэпюра коэффициента постели:

1 - верхний слой; 2 -нижний слой

а) для верхней части сваиглубиной 0 < у < lс, расположенной в слое грунта, обладающем большейнесущей способностью, чем слой слабого грунта, принимается жесткость ЕрIр = ¥, а грунт рассматриваетсякак упругодеформируемая среда с коэффициентом постели C1, возрастающим пропорционально глубине;

б) для нижней части сваи,расположенной в слое слабого грунта (торф, иольдневая глина) глубиной lc < у < lp принимается жесткость сваи EpIp, грунт рассматривается как упругое основание спостоянным коэффициентом постели С2,не зависящим от глубины.

7.125. Значение коэффициентапостели С1 для верхнегослоя грунта определяют по формуле

                                                                                                     (215)

где  - коэффициентпропорциональности, характеризующий изменение коэффициента постели с глубиной у.

Коэффициентпропорциональности  представляет собойкоэффициент постели C1 наглубине y = 1, определяемый по табл.41.

Таблица 41

Грунт

, кН/м4

С2, кН/м3

Пески мелкие, глины, суглинки и супеси тугопластичные (насыпи земляного полота)

2500

-

Пески пылеватые, глины, суглинки и супеси мягкопластичные

15000

-

Торф, глины, суглинки текучепластичные (иольдневые глины)

-

9000

7.126. Горизонтальноеперемещение опоры dс на уровне контактногопровода от деформации свайного фундамента в грунте (без учета прогиба опоры)определяют по формуле

,                                                                       (216)

где g¢cl - коэффициент условийработы, учитывающий долю постоянной нагрузки в суммарной, принимаемый равным

g¢cl = 0,5 + x,                                                                                            (217)

здесь x - доля постоянной нагрузкив суммарной, определяемая по формуле (68);gcf - коэффициент условийработы, учитывающий влияние нормы поперечного сечения сваи, принимаемый по п. 7.17; g¢cv - коэффициент условийработы, учитывающий влияние вибрации (колебаний) грунта около свайногофундамента от проходящих поездов, принимаемый g¢cv = 0,9; g¢cr - коэффициент условийработы, учитывающий направление действия нагрузки (при действии нагрузки к«пути» g¢cr = 1,1 вдоль пути g¢cr = 1,0, к «полю» g¢cr = 0,9); dо - горизонтальное перемещение сваи на уровнерасчетной поверхности грунта; bо - угол поворота сваи науровне расчетной поверхности грунта; Нс- высота контактного провода от уровня расчетной поверхности грунта.

Значение горизонтальногоперемещения dо от действующих нормативныхнагрузок не должно превышать 35 мм.

7.127. Горизонтальноеперемещение dо и угол поворота сваи науровне поверхности грунта находятся по формулам

dо = Fпdпп + Мпdпm;                                                                                 (218)

bо = Fпdmп + Мпdmm.                                                                                (219)

где Fп и Мп - действующие на уровне верха сваи соответственногоризонтальная сила и изгибающий момент (от нормативных нагрузок); dпп, dmп соответственно горизонтальноеперемещение и угол поворота сваи на уровне поверхности грунта от действующей втом же уровне единичной горизонтальной силы F = 1 (рис. 44); dпm; dmm - тo же от единичного момента М = 1 (см. рис. 44, б).

7.128. Перемещения dпп, dпm, dmп и dmm определяют по формулам

;                                                                           (220)

;                                                                            (221)

;                                                                        (222)

,                                                                           (223)

где bp - расчетная ширина сваи; х1 и х2 -соответственно поперечная сила и изгибающий момент в поперечном сечении сваи награнице двух слоев грунта (при у = lс) при действии на поверхности грунта единичнойгоризонтальной силы F =1; x¢1 и x'2 – то же при действииединичного момента М = 1.

Рис 44.Схемы перемещений сваи в уровне поверхности грунта:

а - от горизонтальной силы Р= 1; б - от момента М = 1; 1 - верхний слой; 2 -нижний слой

Усилия х1, х2,х¢1, х¢2 определяют по формулам

,                                                                                 (224)

;                                                                                (225)

;                                                                               (226)

;                                                                               (227)

;                                                                           (228)

;                                                                          (229)

;                                                                           (230)

;                                                                                            (231)

;                                                                                         (232)

;                                                                                            (233)

.                                                                                         (234)

Здесь EpIp - жесткость поперечного сечения сваи; ag - коэффициент деформациинижнего участка сваи, находящегося в слое слабого грунта, определяемый поформуле

.                                                                                         (235)

При этом перемещение dmn = dnm.

7.129. Расчетную ширину сваиопределяют по формуле

bp = (1,5b + 0,5),                                                                                      (236)

где b -размер поперечного сечения сваи в направлении, перпендикулярном плоскостидействия нагрузки, м.

7.130. Изгибающий момент My в поперечных сечениях сваиниже поверхности грунта определяют по формулам:

а) на участке глубиной 0< у < lс

;                        (237)

где уо- глубина расположения оси поворота верхнего участка сваи; (п. 7.131); Qi; Мi - соответственно поперечнаясила и изгибающий момент в поперечном сечении сваи на границе двух слоев наглубине lс (п. 7.131);

б) на участке глубиной lс < у< lр

,                                                                     (238)

где h1 и h2 - коэффициенты,определяемые по табл. 42.

Таблица42

аgy

h1

h2

аgy

h1

h2

0,0

0,0000

1,0000

1,5

0,22260

0,01580

0,2

0,1627

0,8024

2,0

0,12310

-0,05630

0,4

0,2189

0,7077

2,5

0,04910

-0,06580

0,6

0,3099

0,4530

3,0

0,00700

-0,04930

0,8

0,3223

0,3131

4,0

-0,01386

-0,01197

1,0

0,3096

0,1988

5,0

-0,00646

0,00191

7.131. Значение глубины yо расположения оси поворота верхнего участка сваиопределяют по формуле

,                                                             (239)

где

Qi = x1F + x¢1FH;                                                                                     (240)

Mi = x2F + x'2FH.                                                                                     (241)

7.132. Значения h1 и h2 определяют по формулам (242)и (243) или по табл. 42.

h1 = e-agysinagy;                                                                                       (242)

h2 = e-agycosagy.                                                                                      (243)

7.133. Наибольшее значениеизгибающего момента Мmax, действующего в поперечныхсечениях сваи, вычисляют по формуле (237)при у = у1, где у1- глубина расположения сечения с наибольшим моментом, определяемая по формуле

.                                          (244)

КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ

7.134. Конструкции сборныхжелезобетонных фундаментов необходимо изготавливать из тяжелого бетона склассом по прочности на сжатие не менее В25. Марку бетона по морозостойкостиследует принимать в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01-84.

7.135. Толщина защитногослоя бетона (до рабочей арматуры) в сборных железобетонных фундаментах и сваяхдолжна соответствовать требованиям СНиП 2.03.01-84.

7.136. При устройствефундаментов в грунтах с агрессивными грунтовыми водами должны бытьпредусмотрены мероприятия, предохраняющие материал фундамента от коррозии всоответствии с требованиями СНиП 2.03.11-85.

7.137. В сборныхжелезобетонных элементах не допускается использование монтажных петель вподземной части фундаментов. Вместо монтажных петель нужно применять, какправило, монтажные отверстия. В случаях, когда конструкция фундамента имеетмонтажные петли, необходимые при распалубке, перед отправкой наэлектрифицируемый участок такие петли должны быть срезаны, а места срезкипетель покрыты защитным слоем или битумом (двумя слоями).

7.138. В свайных фундаментахне допускается касания неизолированных от электричества болтов для крепленияметаллических опор с арматурой ростверков или свай. Расстояние междунезащищенными анкерными болтами и арматурой ростверка или свай должно быть неменее 30 мм. Стыковать сваи с ростверком следует с помощью сварки стальныхзакладных элементов или выпусков из ростверков с продольной арматурой свай с последующимомоноличиванием этих стыков бетоном для защиты от коррозии.

Расчет прочности соединениясвай с ростверком необходимо производить без учета бетона омоноличивания.Расчет сварных соединений стыка следует выполнять, руководствуясь указаниями СНиП II-23-81*.

7.139. Закладные детали,анкерные болты и другие стальные детали фундаментов следует изготавливать измарок сталей в соответствии с требованиями, приведенными в гл.5 настоящих Норм.

7.140. Закрепление опорконтактной сети на свежеотсыпанных насыпях рекомендуется осуществлять всоответствии с требованиями, приведенными в приложении9.

8. ПРИВЯЗКА ТИПОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

8.1. Привязка (применение)типовых конструкций должна производиться с учетом указаний типовой проектнойдокументации с максимальным использованием готовых вспомогательных материалов(графиков, таблиц, номограмм) и вычислительной техники.

8.2. Выбор типовыхконструкций по геометрическим размерам следует производить в зависимости отконкретных условий их применения (схем размещения проводов на опорах, габаритовопор и проводов, назначения конструкций и т.д.).

8.3. Расчетные климатическиеусловия для привязки типовых конструкций контактной сети следует определять всоответствии с требованиями СНиП 2.01.01-82, 2.01.07-85 иглавой 2 настоящих Норм.

8.4. При определенииветровой и гололедной нагрузок следует учитывать влияние микроклиматическихособенностей в районе электрифицируемой линии (см. главу 2).

8.5. Привязку типовыхконструкций следует производить по расчетным нагрузкам, которые должныопределяться, как правило, при основных сочетаниях в следующих режимах:

а) наибольшая гололеднаянагрузка, давление ветра по пп. 2.32 - 2.35, температура воздуха минус 5 °С;

б) наибольшая ветроваянагрузка, температура воздуха минус 5 °С, гололед отсутствует;

в) минимальная температуравоздуха, ветер и гололед отсутствуют.

Допускается не выполнятьрасчеты для режимов, дающих заведомо меньшие нагрузки; например, приопределении изгибающих моментов промежуточных опор на прямой таким режимомбудет режим «в».

8.6. Расчет на особыесочетания нагрузок при привязке типовых конструкций должен производиться вслучаях изменения типовых систем подвески и возникающих при обрыве проводовусилий, превышающих принятые при проектировании типовых конструкций.

Проверка типовых конструкцийна монтажные нагрузки должна производиться в случаях, предусмотренных в п. 2.48.

8.7. Определять нагрузки,действующие на конструкции контактной сети, следует с учетом нормативныхнагрузок, коэффициентов надежности по нагрузке, коэффициентов сочетаний и т.д.,приведенных в главе 2.

8.8. Определять изгибающие икрутящие моменты, перерезывающие и осевые силы и др. следует при величинах инаправлении нагрузок, создающих наиболее неблагоприятные условия работыконструкций.

В необходимых условиях,когда заранее определить такое направление нагрузок не представляетсявозможным, расчеты следует вести для различных направлений ветра.

8.9. При привязкеконструкций следует учитывать предусмотренные нормами допуски на их установку имонтаж проводов, а также требования раздела 4 Норм.

8.10. Выбор типовыхконструкций следует производить путем сравнения наибольших значений расчетныхосевых и перерезывающих сил, изгибающих моментов и т.п. с соответствующимиданными типовых конструкций. Принимается конструкция, рассчитанная на равную илибольшую нагрузку.

Допускается применениетиповых конструкций с превышением усилий, изгибающих моментов и т.п., до 3 % отсоответствующей величины, предусмотренной чертежами этих конструкций.

8.11. Разработка и повторноеприменение индивидуальных конструкций допускается при технико-экономическомобосновании и согласии организации, утверждающей проект (рабочий проект).

8.12. При привязке типовыхконструкций рекомендуется рассматривать целесообразность сокращения количестватипоразмеров за счет объединения немассовых типов с имеющими большую несущуюспособность.

8.13. Привязку консольных ификсирующих опор, опор питающих и отсасывающих линий, опор гибких и жесткихпоперечин, а также фундаментов к ним следует производить по изгибающему моментуна уровне условного обреза или верха фундамента. В необходимых случаях следуетпроверять изгибающий момент или перерезывающую силу на уровне пяты консоли илив другом опасном сечении. Опоры и ригели жестких поперечин рамного типаподбираются путем сравнения эпюр моментов, построенных по расчетным нагрузкам сэпюрами моментов, приведенными в типовом проекте.

Привязку жестких поперечинбалочного типа следует производить по изгибающему моменту в опасном сечении врежимах «а» и «б» (п. 8.5) и при обрывенесущего троса.

8.14. Гибкие и жесткиепоперечины (включая опоры) следует рассчитывать с учетом электрификации всехперекрываемых путей.

8.15. Несущая способностьфундаментов металлических опор гибких поперечин и питающих линий должна соответствоватьнесущей способности опор.

8.16. Несущая способностьжелезобетонных опор по условиям закрепления в грунте должна соответствоватьрасчетным нагрузкам.

8.17. Привязку консолей икронштейнов следует производить по изгибающему моменту в месте крепления тяги(консоли и кронштейны), подкоса (кронштейны) или по изгибающему моменту исжимающей силе на участке между пятой и местом крепления тяги (консоли).

Проверять жесткость типовыхконсолей следует только в случае применения в условиях, не предусмотренныхтиповым проектом.

8.18. Привязку фиксаторовследует производить по горизонтальной силе, передаваемой от фиксируемогопровода, определяемой в режимах «а» и «б» (п.8.5).

8.19. Привязку анкеровочныхустройств следует производить по горизонтальной силе натяжения анкеруемыхпроводов:

а) компенсированных - порасчетному натяжению;

б) некомпенсированных - врежимах «а» и «в» (п. 8.5).

Приложение 1
Обязательное

ДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ДЛИНЫПРОЛЕТА МЕЖДУ ОПОРАМИ КОНТАКТНОЙ СЕТИ

1. Расчет отклоненияпроводов контактной сети и максимальных допустимых длин пролетов следуетвыполнять на нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки.

2. Отклонение проводовконтактной сети в горизонтальной плоскости увключает статическую  и динамическую  составляющие

у =  +.

3. Статическая составляющаяотклонения некомпенсированных проводов, подвешиваемых на опорах контактнойсети, определяется по формуле

,

где  - нормативноезначение средней составляющей линейной ветровой нагрузки на провод, Н/м; Qсн - нормативное значениесредней составляющей ветровой нагрузки на провод, определяемое по п. 2.14; qр - результирующая линейнаянагрузка на провод в расчетном режиме, Н/м; ; qгн - вертикальная линейная нагрузка на провод (весгололеда), Н/м.

, .

Здесь Нп- натяжение провода в ненагруженном состоянии, Н; l - длина пролета, м; Sп - сечение провода, м2; En - модуль упругости материалапроводов, Па; ус -статическое отклонение провода в середине пролета, м.

4. Статическую составляющуюотклонения компенсированного провода определяют по формуле

,

, .

где Е¢п - приведенный модуль упругости материала провода

.

Здесь ky - коэффициент жесткости опорного узла Н/м, значения которого принимаютпо табл. 1.1.

Таблица1.1

Тип провода

МФ-100 НЛФ-100 БРФ-100

2МФ-100 2НЛФ-100 2БРФ-100

МФ-85 НЛФ-85 БРФ-85

ПБСМ-70 ПБСА-50/70

ПВСМ-951 М-120

ПБСМ-952

Коэффициент жесткости опорного узла ky, Н/м×106

1,1

2,2

0,95

1,7

2,0

1,7

___________

1 -при двух контактных проводах;

2 -при одном контактном проводе.

, .

где Рк- линейная ветровая нагрузка на контактный провод Н/м, определяемая поуказаниям п. 2.12 данных Норм; К - натяжение контактного провода.

5. Динамическую составляющуюотклонения , м, определяют по формуле

,

где vп, mп, lп - то же и в п. 2.16 настоящих Норм.

6. Максимальную допустимуюдлину пролета цепной контактной подвески определяют по формуле

,

где для прямого участка

;

для участка, расположенного на кривой,

,

где укmax - максимальное допустимоеотклонение контактного провода, включающее статическую и динамическуюсоставляющие и равное 0,5 м для прямого участка пути и 0,45 м - длякриволинейного; ак -зигзаг контактного провода или его вынос на кривой, м; gк - изменение прогиба опор на уровне контактногопровода при действии ветровой нагрузки, м; Rк - радиус кривой, м; Рс - горизонтальнаясоставляющая линейной ветровой нагрузки, передающейся с контактного проводачерез струны на несущий, трос, Н/м.

7. Максимальную допустимуюдлину пролета контактной сети в зависимости от нормативной скорости ветра взаданных условиях следует принимать по обязательному приложению2.

8. Приближенно максимальнуюдопустимую длину пролета методом динамического расчета определяют по формуле:

для прямого участка пути

для кривого участка пути

,

где k1 = k2 + 2vпmпxп; vп, mп, xп - то же, что и в п. 2.16настоящих Норм; k2 = ад×сд×ед - коэффициент, учитывающийупругие деформации провода при его отклонении; ад - величина, определяемая по табл. 1.2; ед - величина, определяемаяпо рис. 1.1 в зависимости от веса провода(проводов) (при гололеде вместе с весом отложения); сд×- величина, определяемая по рис 1.2.

Таблица1.2

Длина пролета l, м

30

40

60

60

70

80

ag

0,72

0,7

0,68

0,66

0,64

0,62

Максимальная длина пролетапри двух контактных проводах не должна быть по условиям токосъема более 76 м ипри одном контактном проводе - более 72 м.

Пример1. Дляпокрытого гололедом контактного провода МФ-100 определить отклонение в серединепролета. Длина пролета l =60 м. Участок расположен в IV гололедном районе на местности z = 0,1 м, b = 20 мм, kв = 1,1. Следовательно,bн = bkв = 1,1 × 20 = 22 мм. (Обозначенияприняты согласно гл. 2Норм).

Рис. 1.1.Зависимость коэффициента едот веса провода

Рис. 1.2.Зависимость коэффициента сд от нормативного значения скоростиветра в заданных условиях

В соответствии с табл. 7, пп. 2.11,2.34 Норм

qнз = qok2v = 1,10 × 167 × 1,12 = 222,3 Па.

Нормативное значение среднейсоставляющей нагрузки от ветра

 H/м.

Статическая составляющаяотклонения (без учета упругих деформаций провода)

 м.

Динамическая составляющаяотклонения

 3 × 0,42 × 0,6 × 0,10 × 1,52 = 0,116 м.

Полное отклонение у = 0,54 м.

Пример2. Определитьмаксимальную допустимую длину пролета компенсированной подвески типа ПБСМ-70 +1МФ-100 на изолированных консолях для прямого участка пути. Железнодорожныйучасток проходит но открытой равнинной местности (z = 0,1 м) с нормативной скоростью ветра v = 30 м/с (qо = 563 Па).

Данные проводов приведены втабл. 1.3.

Таблица 1.3

Контактный провод

Несущий трос

Единица измерения

Обозначение

Значение

Обозначение

Значение

dк

11,8

dТ

11

мм

gк

8,9

gТ

6,06

Н/м

К

10

Т

15

кН

При таких исходных данных Н/м;

Н/м;

Для определения скоростиветра в заданных условиях по рис. 1 настоящих Норм находим Кv= 1,1

Тогда vнз = 30 × 1,1 = 33 м/с или qнз = 681 Па.

qп = 8,9 + 6,06 + 0,5 = 15,46Н/м;  Н/м.

Вначале принимаем Рс = 0, k1 = 1;

 м.

Пользуясь данными табл. 1.2и рисунков 1.1 и 1.2, находим коэффициент k1 = k2 + 2vпmпxп = 1,173 и Рс = 0,29 Н/м.

Вновь находим максимальнуюдопустимую длину пролета, но при

Рс = 0,29 Н/м и k1 = 1,173;

 м.

Для получения более точногорезультата расчет следует продолжить. Для последнего значения длины пролетаопределим

k1 = 1,194 и Рc = 0,5 Н/м.

Для этих значений

 м.

Полученная длина пролета сбольшой точностью совпадает с величиной, принятой при определении Рс и k1. Поэтому дальнейшее ихуточнение не требуется.

Максимальная допустимаядлина пролета, рассчитанная точным методом динамического расчета на ЭВМ для техже расчетных условий, равна 55,85 м, т. е. погрешность упрощенного вариантаметода расчета составляет 1,3 %.

Пример3. Определитьмаксимальную допустимую длину пролета полукомпенсированной цепной подвескиМ-120 + 2МФ-100 для прямого участка пути. Подвеска смонтирована нанеизолированных консолях, в подвесной гирлянде два изолятора. Конструктивнаявысота цепной подвески hк = 2,2 м. Расстояние междуконтактными проводами 40 мм.

Электрифицируемыйжелезнодорожный участок проходит по холмистой открытой местности в районе снормативной скоростью ветра v =35 м/с (qо = 765,6 Па). Минимальная температура воздуха минус40 °С. Данные несущего троса: d1 = 14 мм, g1 = 10,58 Н/м, T = 20 кН.

В соответствии с табл. 1 Норм значение параметра шероховатостиподстилающей поверхности в районе электрифицируемой линии принимаем равным zо = 0,2 м.

Нормативный скоростной напорветра для заданных условий трассы

qнз = 765,6 × 0,932 = 662 Па.

Ветровая нагрузка на провода

 Н/м;  Н/м.

Вес подвески qп = 2 × 8,9 + 10,58 + 1 = 29,4 Н/м.

Суммарная нагрузка на трос  Н/м.

Натяжение троса при режимемаксимального ветра и при беспровесном положении контактного провода

Т = 0,7 × Тmax = 14кН; То = 0,8 × Тmax = 16 кН.

При Рс = 0 и k1 = 1 получим

 м;

для полученной длиныпролета: k1 = 1,159 и Рс= -1,87 Н/м.

С учетом найденных значений k1 и Рсдлина пролета

 м.

Продолжим интерационныйпроцесс, уточнив значение k1 и Рс.

k1 = 1,208 и Рс = 1,83 Н/м;

 м.

Поскольку полученная длинапролета незначительно отличается от принятой при определении эквивалентнойнагрузки и коэффициент k1, корректировать последниене требуется.

Для тех же расчетных условийточное значение длины пролета, вычисленное на ЭВМ, равно 65,4 м. Следовательно,погрешность по упрощенному варианту составляет 0,8 %.

Приложение 2
Обязательное

НОМОГРАММЫ
для определения максимальной допустимой длины
пролета контактной сети

1. Максимальные допустимыедлины пролетов определены по методу динамическогорасчета, изложенному в приложении1.

2. При расчете принятыследующие расчетные условия:

Зигзаги контактного проводана прямых участках пути, мм                       300

Выносы контактного проводапа кривых участках пути, мм                        400

Максимальное допустимоеотклонение контактного провода

от оси токоприемника, м:

на прямых участках пути                                                                              0,5

на кривых участках пути                                                                              0,45

Напряжение в контактныхпроводах, МПа                                                    100

Максимальное натяжениенесущих тросов полукомпенсированных

подвесок, кН:

М-120, ПБСМ-95                                                                                          20

ПБСМ-70, ПБСА-50/70                                                                                16

Номинальное натяжениенесущих тросов компенсированных

контактных подвесок, кН:

М-120, ПБСМ-95 (МФ-150,2МФ-100)                                                      18

ПБСМ-70, ПБСА-50/70, ПБСМ-95(2МФ-100)                                          15

Конструктивная высота цепнойконтактной подвески, м:

при постоянном токе                                                                                    2

при переменном токе                                                                                   1,8

Длина подвесной гирляндыизоляторов, м:

изолированная консоль                                                                                0,16

неизолированная консоль причисле изоляторов:

2                                                                                                                0,42

3                                                                                                                0,55

4                                                                                                                 0,68

Аэродинамический коэффициентлобового сопротивления:

одиночных проводов и тросовс учетом зажимов и струн                       1,25

двойного контактного провода                                                                  1,85

3. Пример использованияномограмм для определения длины пролета приведен на рис 2.1 - 2.16.

По значениям скорости ветра v и стенки гололеда b в заданных условиях (по пп.2.11, 2.17,2.32, 2.34Норм) на левой части номограмм определяют ветровую нагрузку на контактныйпровод. Для полученной нагрузки на правой части номограмм находят длинупролета, соответствующую заданному плану пути.

4. При необходимостимаксимальную допустимую длину пролета корректируют по режиму гололеда с ветром.

5. Длину пролета дляпромежуточных значений радиусов кривых и толщины стенки гололеда на приведенныхномограммах следует определять линейной интерполяцией.

Рис.2.1. Максимально допустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска компенсированная, на изолированных консолях: ПБСМ-70 + МФ-100, ПБСМ-95+ МФ-100, ПБСА-50/70 + МФ-100

Рис. 2.2. Максимальнодопустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная, на изолированных консолях: ПБСМ-95 + МФ-100,ПБСМ-70 + МФ-100

Рис. 2.3. Максимальнодопустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная, на изолированных консолях: ПБСА-50/70 + МФ-85

Рис. 2.4. Максимальнодопустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная на гирлянде из трех изоляторов: ПБСМ-70 + МФ-85.Подвеска компенсированная, на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСА-50/70 +МФ-100

Рис. 2.5. Максимальнодопустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная, на гирлянде из трех изоляторов: ПБСА-50/70 +МФ-85; на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСМ-70 + МФ-85

Рис2.6 Максимально допустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСА-50/70 +МФ-100

Рис 2.7. Максимальнодопустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная, на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСМ-95 +МФ-100; на гирлянде на трех изоляторов ПБСА-50/70 + МФ-100

Рис. 2.8. Максимально допустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная, на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСА-50/70 +МФ-85

Рис. 2.9. Максимально допустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска компенсированная, на гирлянде из трех изоляторов: ПБСМ-95 + МФ-100,ПБСА-30/70 + МФ-100, ПБСМ-70 + МФ-100; на гирлянде из четырех изоляторов:ПБСМ-95 + МФ-100, ПБСМ-70 + МФ-100. Постоянный ток, подвеска компенсированная,на гирлянде из двух изоляторов: ПБСА-50/70 + МФ-100; подвескаполукомпенсированная: ПБСМ-70 + МФ-85; ПБСА-50/70 + МФ-85

Рис.2.10. Максимально допустимые длины пролетов

Переменный токподвеска полукомпенсированная на изолированных консолях: ПБСА-50/70 + МФ-100.Переменный ток, подвеска полукомпенсированная, на гирлянде из двух изоляторов:ПБСМ-95 + МФ-100

Рис. 2.11.Максимально допустимые длины пролетов

Переменный ток,подвеска полукомпенсированная на гирлянде из трех изоляторов: ПБСМ-95 + МФ-100,ПБСМ-70 + МФ-100; на гирлянде из четырех изоляторов: ПБСМ-95 + МФ-100.Переменный ток: подвеска полукомпенсированная на гирлянде из двух изоляторов:ПБСА-50/70 + МФ-100

Рис. 2.12.Максимально допустимые длины пролетов

Постоянный ток,подвеска компенсированная, на гирлянде из двух изоляторов: М-120 + 2МФ-100;ПБСМ-95 + 2МФ-100

Рис. 2.13.Максимально допустимые длины пролетов

Постоянный ток,подвеска компенсированная, на гирлянде из двух изоляторов:

М-120 + МФ-150;ПБСМ-95 + МФ-150

Рис. 2.14.Максимально допустимые длины пролетов

Постоянный ток,подвеска компенсированная на гирлянде из двух изоляторов: ПБСМ-70 + МФ-100

Рис. 2.15.Максимально допустимые длины пролетов

Постоянный токподвеска полукомпенсированная, на гирлянде из двух изоляторов: ПБСМ-95 +2МФ-100; М-120 + 2МФ-100

Рис. 2.16. Максимальнодопустимые длины пролетов

Постоянный ток,подвеска полукомпенсированная на гирлянде из двух изоляторов: ПБСМ-95 + МФ-150;М-120 + МФ-150

Приложение3
Справочное

РАСЧЕТ
нагрузок на контактную сеть

Пример1. Найтинормативный скоростной напор ветра для местности, расположенной в V ветровомрайоне qo = 684 Па, v = 33 м/с), железнодорожныйучасток проходит по равнинной местности.

По табл. 2 настоящих Норм для заданной поверхности принимаемzо = 0,1 м.

Для нулевого места по рис. 1 настоящих норм находим Кv = 1,1.

Тогда qнз = 1,12× 684 = 826 Па или vиз = 36,6 м/с/

Пример2. Участокнаходится в том же ветровом районе, но защищен с двух сторон лесозащитныминасаждениями (zo = 0,5 м). Тогда qнз = 0,7142× 684 = 349 Па или vиз = 23,8 м/с.

Пример3. Найтинормативное значение ветровой нагрузки на контактный провод МФ-100. Скоростьветра в заданных условиях vиз = 40 м/с (qнз = 970 Па), длина пролета l = 60 м.

Н.

По табл. 3, 4 и рис. 3 Норм находим значения коэффициентов

mп = 0,16, gп = 0,6 и xп = 1,41

Тогда пульсационнаясоставляющая нагрузки

Qпн = 0,73Qснmпvпxп = 0,73 × 600 × 0,6 × 0.16 × 1,41 = 59 Н.

Нормативное значениеветровой нагрузки Qн = Qсн + Qпн = 659 Н.

Пример4. Определитьнагрузку на несущие конструкции от гололеда на контактном проводе МФ-100.Участок расположен в IV гололедном районе и проходит по незащищенной от ветраоткрытой ровной поверхности.

Нормативная толщина стенкиотложения для IV района равна 20 мм.

Для открытой местностивводится поправочный коэффициент Кв = 1,1.

Тогда bн =1,1 × 20 = 22 мм.

Нормативная линейная нагрузкаот гололеда

qгн = 0,0009 × 3,14 × 0,5 × 22(22 × 0,5 + 12,3) = 7,2 Н/м.

Гололедная нагрузка прирасчете конструкций контактной сети:

по прочности qгн = 1,4 × 7,2 = 10,1 Н/м,

по деформациям qг = 0,7 × 7,2 = 5,04 Н/м,

по образованию трещин вжелезобетонных опорах

qг = 0,3 × 7,2 = 2,16 Н/м.

Пример5. Для условийпредыдущего примера определить ветровую нагрузку, передаваемую с провода нанесущие конструкции. В IV районе нормативная скорость ветра при гололеде qo = 167 Па.

Для открытой поверхности (zo = 0,1 м) поправочныйкоэффициент Кv = 1,1.

Тогда qнз = 167 × 1,12 = 202,2 Пa.

Длина пролета l = 60 м.

Нормативное значение среднейсоставляющей ветровой нагрузки на обледенелый провод

 Н.

Пульсационная составляющаяветровой нагрузки

Qпн = 0,73Qснvпmпxп = 0,73 × 484,1 × 0,6 × 0,10 × 1,5 = 31,8 Н.

Ветровая нагрузка напокрытый гололедом провод при расчете:

по прочности Qгв= (484,1 + 31,8) × 1,3 = 670,7 Н/м;

но деформациям Qгв= 515,9 × 0,85 = 438,6 Н/м;

по образованию трещин вжелезобетонных опорах

Qгв = 515,9 × 0,45 = 232,2 Н/м.

Определить методомдинамического расчета нагрузки для тех же условий, но при Кv= 0,93 (zо = 0,2 м) и Кв= 1.

Для этих условий: qнз = 144 Па; bн = 20 мм; vп = 0,6; mп = 0,10; xп = 1,49.

 Н, Qпн = 20,2 Н.

Ветровая нагрузка прирасчете:

по прочности Qгв = 329,3 × 1,3 = 428,1 Н/м,

по деформациям Qгв = 329,3 × 0,85 = 279,9 Н/м,

по образованию трещин вжелезобетонных опорах

Qгв = 329,3 × 0,45 = 148,2 Н/м.

Пример6. Определитьмаксимальное усилие вдоль пути, действующее на ригель жесткой поперечины, приобрыве несущего троса.

Контактная подвеска М-120 +2МФ-100 с натяжением несущего троса 20 кН. Нормативная толщина стенки гололеда25 мм, длина пролета равна 75 м. Вертикальная нагрузка на несущий трос от весаподвески с гололедом равна 83,4 Н/м.

В соответствии с п. 2.57

Р¢ож = 0,3 + 0,4 × 83,4 × 75 × 102 = 2,80 кН.

По рис. 2.8 величина КТ= 1,48 и согласно рис. 2.9 Кl = 1.

Максимальная продольнаянагрузка на жесткую поперечину при обрыве несущего троса Рож = 2,80 × 1,48 = 4,14 кН.

Приложение4
Справочное

РАСЧЕТ
проводов воздушных линий

Пример1. Определитьрасчетный режим усиливающего провода А-185. Воздушная линия расположена в Vрайоне по гололеду (b =25 мм, qo = 195 Па), нормативноезначение минимальной температуры воздуха минус 40 °С, скорость ветра 40 м/с,длина эквивалентного пролета 60 м.

Линейная нагрузка на провод:

при режиме гололеда с ветромqг = 38,4 Н/м;

при режиме наибольшейветровой нагрузки qв = 21,6 Н/м.

По табл. 12 наибольшее допускаемое натяжение провода прирежиме гололеда с ветром равно 7,84,при режиме наибольшей ветровой нагрузки и при режиме низшей температуры воздуха- 10,29 кН.

Определяем режим наибольшейдобавочной нагрузки, при котором в течение срока службы провода его натяжениебудет наибольшим:

 Н/м.

q¢г < qг, следовательно, наибольшее натяжение провода завремя эксплуатации будет при воздействии гололедно-ветровой нагрузки.

Длина критического пролета

 м.

lэ > lкр, т.е. исходным будетрасчетный режим воздействия гололеда с ветром.

Пример2. Определитьнатяжение и прочностные характеристики троса ПБСМ-70. Железнодорожный участокпроходит в V районе по гололеду.

По ГОСТ4775-75 разрушающая нагрузка при растяжении троса R = 49,05 кН.

По табл. 2 наибольшее допускаемое натяжение равно, кН:

при режиме гололеда с ветром- 14,70;

при наибольшей ветровойнагрузке - 16,66;

при низшей температуревоздуха - 16,66.

Наименьшее за времяэксплуатации троса значение разрушающей нагрузки Rм = Rm/ko = 49,5 × 0,75/1,02 = 36,1 кН.

Максимальное за срок службынатяжение троса в зависимости от принятого исходного расчетного режимасоставит, кН:

при режиме гололеда с ветром14,70 × 1,20 = 17,6;

при наибольшей ветровойнагрузке 16,66 × 1,05 = 17,5;

при низшей температуревоздуха 16,66 × 1,05 = 17,5.

Следовательно, величинамаксимального за срок службы натяжения троса с заданной обеспеченностью независит от принятого исходного расчетного режима.

Приложение 5

МЕТОДИКАРАСЧЕТА
опорных конструкций контактной сети на сейсмические воздействия

Общиеположения

1. По настоящей методикеопределяются сейсмические нагрузки на железобетонные и металлические опоры, атакже на жесткие поперечины контактной сети.

Методика может быть такжеиспользована при определении сейсмических нагрузок на опорные конструкцииэнергоснабжения такие, как опоры воздушных линий продольного электроснабжения,осветительные мачты и порталы, открытые части тяговых подстанций и др.

2. Сейсмические силы,действующие на эти конструкции в любом k-том сечении и соответствующие i-томутону колебаний, согласно СНиП II-7-81 определяются по формуле:

Siк = KcKфQкbihiк,                                                                                    (1)

где Кс- коэффициент сейсмичности; Kф - коэффициент, принимаемыйдля гибких конструкций равным 1,5; Qк - вес сосредоточенногогруза в k-том сечении; bi - коэффициент динамичности,соответствующий i-тому тону колебаний; hiк - коэффициент формыколебаний.

3. Значения коэффициента Кс определяются по СНиП II-7-81.

Кс = К1 × К2 × А,

где К1и К2 - коэффициенты,учитывающие допускаемые повреждения сооружений и их конструктивные решения; А - коэффициент, значения которогопринимаются равными 0,1; 0,2; 0,4 для расчетной сейсмичности 7, 8, 9 баллов.

Для опорных конструкцийжелезнодорожного электроснабжения при:

7 баллах Кс = 0,25 × 1 × 0,1 = 0,025;

8 баллах Кс = 0,25 × 1 × 0,2 = 0,05;

9 баллах Кс = 0,25 × 1 × 0,4 = 0,1.

4. Для стопки или жесткойпоперечины с п сосредоточеннымимассами, которым соответствуют пстепеней свободы, частоты и формы собственных колебаний согласно Инструкции поопределению расчетной сейсмической нагрузки для зданий и сооружений находятсяиз следующей системы уравнений:

,                          (2)

Здесь mn - сосредоточенные массыгрузов; dnn - перемещения от единичныхсил; wi - частоты собственныхколебаний конструкции; Xin- амплитуды колебаний.

Частоты wi вычисляются из условияравенства нулю детерминанта этой системы уравнений.

Форма собственных колебанийопределяется отношением амплитуд Хij/Xiк при фиксированном К, вычисляется путем совместного решения приведенной системыуравнений при подстановке в них значения частоты wi, соответствующей рассматриваемому тону колебаний i.

Полагая в уравнениях этойсистемы в каждом случае Xi1= 1, получают (n - 1) систем уравнений,решая которые определяют Xi2,..., Xin для каждого i-того случая, а затем икоэффициенты форм колебаний hiк по формуле:

.                                                                             (3)

В этой формуле Xi(yк) и Xi(yj) - смещения стойки(поперечины) при собственных колебаниях по i-томутону в рассматриваемой точке k иво всех точках j, где в соответствии срасчетной схемой ее вес принят сосредоточенным.

5. Сейсмические силы,соответствующие формам колебаний Siк определяют по формуле (1), а расчетные сейсмические силы в каждомсечении k при j степенях свободы - поформуле:

.                                                                                        (4)

Моменты в сечениях стойки(поперечины) от действия расчетных сейсмических сил при 9-балльном сейсмическомвоздействии определяются по формуле:

.                                                                      (5)

Соответствующие моменты при8 баллах будут в 2 раза меньше, а при 7 баллах - в 4 раза меньше, чем при9-балльном воздействии.

6. Порядок расчетажелезобетонных конических стоек.

6.1. Разбивают стойку на п частей; находят массы сосредоточенныхгрузов п, распределенных по законурычага в точки приложении сейсмических сил, по формулам:

,                                                                  (6)

при jравном от 1 до (n - 1) и

,                                                                        (7)

при j = п.

Здесь r- плотность железобетона; l = L/n - длина стойки части стойки; t - толщина стенки стойки; Dнв - наружный диаметр стойки вверхнем сечении; a - сбег.

Расчетные сосредоточенныемассы в любой точке j

mj= m¢j + m¢¢j,

где Sm¢¢j = mo - масса обустройств опоры(консоли, кронштейны, арматура), распределяемая в точки сосредоточения грузовследующим образом:

               при 2 £ n £ 5;

           при 5 < n £ 10;

 при 10 < n £ 15.

6.2. Определяется средниймомент инерции верхнего и нижнего сечения каждого участка l

.                                                                                            (8)

Причем момент инерции Ij в любом сечениижелезобетонной конической стойки вычисляется по формуле:

,                                                                 (9)

где Dнj и Dвj = Dнj - 2t - соответственно наружный ивнутренний диаметр сечения, а в свою очередь Dнj = Dнв + аl(п - j) при j = 0 ¸ n; n' =Ea/E - отношение модулейупругости арматуры и бетона; Aа - площадь арматуры в данномсечении; rа - средний радиус армирования.

6.3. Способом перемноженияэпюр по правилу Верещагина (рис. 5.1) вычисляются единичные перемещения dmk по формуле:

,                                   (10)

где j, k, т - номера точек, в которых определяются единичные перемещения, иточек приложения единичных сил Р = 1.

6.4. Из системы уравнений (2) находятся частоты собственных колебаний wi, соответствующие им периоды Ti = 2p/wi и связанные с ними коэффициенты динамичности bi = 1/Ti, а также формы колебаний хiк и по формуле (3) - коэффициенты форм колебаний - hiк.

Рис. 5.1. Эпюры моментовстойки для их перемножения

6.5. Завершает расчетывычисление сейсмических сил Siк, соответствующих формамколебаний, расчетных сейсмических сил Sрасч.к в каждом сечении k по формуле (4) и расчетных моментов Мрасч.к по формуле (5).

7. Порядок расчетаметаллических жестких поперечин.

7.1. Из проекта беретсямасса поперечины с ее дополнительными обустройствами (ограждения, прожекторы идр.).

Разбив поперечину на п частей и вычислив массу каждой из них,находят массу сосредоточенных грузов, распределенных по закону рычага в теточки j, в которых прикладываютсясейсмические силы.

7.2. Определяется моментинерции каждого участка по формуле:

Ij = 2(Ix1 + A1a21)+ 2(Ix2 + A2a22),                                                             (11)

где Ix1 и Ix2 - моменты инерции уголков, взятые из сортамента длянижнего и верхнего поясов поперечины; А1и А2 - площади поперечногосечения уголков;  и  - размеры поперечногосечения конструкций, а z -расстояние от обушка до центра тяжести уголка.

7.3. Вычисляются единичныеперемещения по формуле:

. (12)

Здесь xj и xj-1 - координаты точек приложения сейсмических сил; Мjm; Мjк; M(j-1)m; M(j-1)к - значения ординат эпюр моментов от единичных сил (рис. 5.2), равные:

при 0 £ xj-1 < xm и 0 < xj £ xm

; .

При xm £ xj-1 < l и xm < xj £ l

; .

При 0 £ xj-1 < xк и 0 < xj £ xк

; .

При xк £ xj-1 < l и xк < xj £ l

; .

Рис. 5.2.Эпюры моментов балки для их перемножения

Найденные единичныеперемещения отдельных точек поперечины складываются с перемещения вершин стоек.Полученные таким образом суммарные перемещения от единичных сил используютсядля определения частот и периодов собственных колебаний поперечин икоэффициентов динамичности.

7.4. Дальнейший порядок расчетатот же, что и описанный для стоек.

8. Точность определяемыхсейсмических нагрузок на опорные конструкции железнодорожного электроснабжениязависит от количества участков n,на которые разбивается стойка или поперечина в расчетной схеме.

Рекомендуемые значения п для различных конструкций приведены в п. 2.68 настоящих Норм.

9. Все расчеты поопределению сейсмических нагрузок на опорные конструкции электроснабженияжелезных дорог рекомендуется выполнять с помощью ЭВМ по специальноразработанным программам.

Приложение 6

РАСЧЕТ
фундаментов опор контактной сети с учетом комичности в подземной части

Определение М° для условного фундамента

1. Расчетная схема дляусловного фундамента с коничностью в подземной части без лежней, расположенногов однородном по несущей способности слое грунта, принятая для определения М°,изображена на рис. 6.1. Расчетная схема,отличается от принятой в п. 7.27 тем, чтоширина фундамента bfy (размер поперечного сеченияв направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки) изменяется сглубиной у:

bfy = bof – 2ytga,                                                                                       (1)

где tga - угол коничностифундамента.

2. Определение М°условного фундамента с коничностью в подземной части производится изсовместного решения уравнений (2) и (3)

.                          (2)

,                (3)

гдеобозначения, что и в формуле 88.

Рис.6.1. Расчетная схема условного фундамента с коничностью в подземной части:

а - вдоль действия нагрузки, б - поперек действия нагрузки

При этом Rg определяется по формуле 76, где вместо bf следует подставлять значениеbof - размер поперечногосечения фундамента в уровне расчетной поверхности грунта.

Уравнения (2) и (3) решаютметодом последовательных приближений. По формулам (2) и (3) можно рассчитыватькак несущую способность в грунте нераздельных железобетонных опор контактнойсети с обратной коничностью в подземной части, так и типовые опоры. Приувеличении ширины опоры с глубиной в формулах (2) и (3) необходимо приниматьугол a - отрицательным.

Определениевнутренних усилий в сечениях подземной части фундамента

3. Изгибающий момент My и поперечная сила Qy, действующие в поперечныхсечениях фундамента с коничностью в подземной части без лежней на глубине у от расчетной поверхности грунта, могутбыть определены по формулам:

;          (4)

;                          (5)

где.                                  (6)

Формулы (4) - (6) применимыпри условии, что фундамент с обратной коничностью установлен в выштампованныйкотлован, в результате чего вокруг него образована в грунте уплотненная зона.

Приложение 7

КЛАССИФИКАЦИЯ
участков земляного полотна в зависимости от условий морозного пучения грунта

Участки земляного полотна взависимости от условий морозного пучения грунта, влияющих на устойчивость опорконтактной сети, подразделяют на благоприятные, условно-благоприятные,неблагоприятные и особо неблагоприятные.

1. Благоприятные:

насыпи высотой более 3 м,без балластных мешков, не подверженные просадкам в грунты основания;

насыпи высотой менее 3 м,если в их основании залегают галечно-гравийные, щебеночные, а также глинистыегрунты, имеющие естественную влажность около границы раскатывания в период,предшествующий сезонному промерзанию;

нулевые места и выемки вскальных породах, в галечно-гравийных и песчаных грунтах, а также в глинистыхгрунтах, имеющих естественную влажность около границы раскатывания в период,предшествующий сезонному промерзанию.

На этих участкахобеспечивается необходимая устойчивость типовых опор от воздействия морозногопучения (при промерзании-оттаивании грунтов) без проведения специальныхмероприятий.

2. Условно-благоприятные:

насыпи высотой более 3 м напрямых участках при ежегодном пучении полотна на 50 - 100 мм;

насыпи высотой менее 3 м напрямых участках с балластными мешками, способствующими появлению пучин;

выемки на прямых участках,нулевые места и откосы насыпей более 3 м с внутренней стороны кривых приежегодном пучении откосов до 50 мм.

На этих участках действуютсилы морозного пучения, вызывающие боковые отклонения и вертикальныеперемещения типовых опор.

Условно-благоприятныеучастки можно привести к благоприятным, если до установки опор провести работыпо оздоровлению земляного полотна.

3. Неблагоприятные:

насыпи различной высоты,подверженные просадкам вследствие недостаточной несущей способностипротаивающих грунтов основания;

насыпи высотой до 3 м,отсыпанные суглинками и супесями на марях и заболоченных участках, а такженулевые места и насыпи на прямых участках при ежегодном пучении земляногополотна на 100 мм и более;

выемки, а также откосынасыпей с внутренней стороны кривых при ежегодном пучении грунта на 50 - 100мм.

На этих участках возможнынедопустимые перемещения типовых опор, связанные с процессом промерзания - оттаиванияземляного полотна.

4. Особо неблагоприятные:

выемки, а также откосынасыпей с внутренней стороны кривых при ежегодномпучении грунта, превышающем 100 мм.

Характеризуютсянедопустимыми перемещениями типовых опор.

Приложение 8

КЛАССИФИКАЦИЯ
скальных грунтов

В зависимостиот прочности и трещиноватости скальные грунты подразделяют на две группы,приведенные в таблице.

Трещиноватость

Категория

Прочность при Rc, кН/м2

Характеристика

Слабая, менее 1500

Средняя, от 1500 до 5000

Прочная, более 5000

Расстояние между трещинами менее 0,2 м, площадь блоков менее 0,04 м2

Сильная

I группа

Расстояние между трещинами от 0,2 до 0,5 м, площадь блоков от 0,04 до 0,25 м2

Средняя

I группа

II группа

Расстояние между трещинами более 0,5 м, площадь блоков более 0,25 м2

Слабая

I группа

II группа

Примечание. В соответствии с ГОСТ 25100-82 к I группеотносятся малопрочные выветрелые скальные грунты, ко II группе - прочные исредней прочности, невыветрелые и слабовыветрелые скальные грунты.

Прочность скальных грунтовхарактеризуется временным сопротивлением Rс на одноосное сжатие керновв водонасыщенном состоянии, а трещиноватость - путем визуального осмотраскальных пород с промером расстояний между трещинами и размеров блоков.

По способам разработкискальные грунты можно подразделить на две группы:

I группа - поддающиесяразработке отбойными молотками и не допускающие возможности нормальногообразования шпуров диаметром 40 - 50 мм и глубиной до 1,5 м;

II группа не поддающиесяразработке отбойными молотками и допускающие возможность образования шпуровдиаметром 40 - 50 мм глубиной 1,5 м.

Приложение 9

РАСЧЕТ
требуемого срока службы стальных конструкций контактной сети

1. Способ обеспечениятребуемого срока службы стальных конструкций контактной сети следует выбиратьна стадии разработки и привязки типовых проектов к конкретным условиям работына основе минимизации всех затрат на изготовление и эксплуатацию. Принятыйспособ должен указываться в проекте электрификации. Требуемый срок службыстальных конструкций контактной сети установлен «Правилами техническогообслуживания и ремонта контактной сети электрифицированных железных дорог».

2. Требуемый срок службыконструкций должен быть не меньше следующего, определяемого по выражению

,

где Т1- суммарный срок службы защитных покрытий, n - раз наносимых за времяэксплуатации, включая начальное; T2 - срок исчерпания резервапрочности, I сг.

3. Системы защитных покрытийдолжны выполняться в соответствии с рекомендациями главы СНиПа по защитестроительных конструкций от коррозии (приложение 14 и 15) и табл. 9.1.

Сроки службы Т1 лакокрасочных покрытийсоставляют 4 - 6 лет, а металлизационных – 20 - 25 лет.

4. Срок исчерпания резервапрочности T2 следует определять с учетом затухания коррозионныхпроцессов во времени, пользуясь выражением

d = dо×Тn2.

где d - толщина скорродированногометалла на каждой корродирующей поверхности за период T2, мкм; dо×- начальная скоростькоррозии металла в атмосферных условиях (за первый год) при работе внезащищенном состоянии, мкм/год; T2 - время, годы; п - коэффициент затухания коррозии.

Количество слоев можетопределять, в зависимости от требуемой толщины покрытия,организация-изготовитель с учетом технологии изготовления.

Таблица9.1

Система защитных покрытий для металлических конструкций контактной сети

Металлизационные покрытия

Лакокрасочные материалы для временной межоперационной защиты

Лакокрасочные материалы для окрашивания стальных конструкций

Рекомендуемая толщина комплексного**** покрытия

грунтовка

покрывной лакокрасочный материал

марка

количество слоев

марка

количество слоев***

Цинковые или алюминиевые

*

ВЛ-02

1

ХВ-124

3-2

 

 

ВО-023

1

ХВ-125

3-2

 

 

 

 

1

ХС-119

3-2

 

 

 

ВЛ-02

1

ЭП-0010

2

 

 

ВЛ-023

 

 

 

 

 

 

ВЛ-02

1

ЭП-1155

1

 

 

ВЛ-023

1

 

 

 

 

ЭП-057

ЭП-057

1*

ХВ-124

4-3

90-110

 

 

 

 

ХВ-125

4-3

90-110

 

 

 

 

ХС-119

4-3

90-110

 

 

 

 

ЭП-1155

1

120-140

 

 

 

 

ЭП-0010

2

80-100

 

ВЛ-02

ХС-068

2

ХВ-124

6-4

120-140

 

ВЛ-023

ХС-059

2

ХВ-125

5-4

120-140

 

 

ФЛ-03К**

2

ХС-119

5-4

120-140

 

ВЛ-02

ВЛ-02

1*

ЭП-1155

2

110-130