Приложение А (справочное). Антисейсмические устройства мостов

Приложение А
(справочное)

Антисейсмические устройства мостов

А.1 Стопоры

Стопоры используются для удержания пролетных строений от сдвига поперек и вдоль оси моста. Конструкция поперечных железобетонных стопоров (рисунок А.1) для применения в районах сейсмичностью 7 и 8 баллов разработана в виде дополнения к типовому проекту пролетных строений длиной от 16,5 до 27,6 м из предварительно напряженного железобетона. Проектом предусматривается армирование подферменных плит промежуточных опор и устоев дополнительными сетками. После установки пролетных строений арматуру стопоров сваривают с выпусками арматуры из подферменной плиты, затем бетонную смесь укладывают в опалубку стопоров.

Расход материалов в железобетонных стопорах значителен. Так, для пролетных строений длиной 27,6 м объем бетона в антисейсмических устройствах на одну промежуточную опору составляет 2,6 или примерно 3% объема железобетона пролетного строения. В стопорах одной опоры устанавливают от 730 до 1158 кг арматуры.

Испытывая при землетрясении удары со стороны пролетных строений, железобетонные стопоры нередко повреждаются, а при толчках силой 9-10 баллов могут полностью разрушиться. Отказ стопоров влечет за собой сдвиг и обрушение на грунт пролетных строений, в то время как их повреждение приводит лишь к некоторым затруднениям при эксплуатации моста после сейсмического воздействия. Для смягчения ударов между пролетными строениями и стопорами рекомендуется размещать буферы.

А.2 Буферы

А.2.1 В качестве буферов применяют резиновые прокладки, резинометаллические элементы и конструкции из стали с тарельчатыми пружинами.

Возможность использования в антисейсмических устройствах мостов резинометаллических элементов, применяемых в вагоностроении для уменьшения вибраций подвижного состава железных дорог, подтверждена испытаниями этих элементов на сжатие.

Испытания проводили с элементами, каждый из которых представлял собой резиновую прослойку толщиной 40 мм, заключенную между двумя стальными пластинками, которые имеют в плане форму прямоугольника с размерами 220х265 мм (рисунок А.2). Углы пластин закруглены радиусом 30 мм. Очерченные по параболе боковые поверхности резиновой прослойки вогнуты внутрь элемента.

Для получения необходимой способности к поглощению энергии удара резинометаллические элементы могут собираться в пакеты. В данном эксперименте испытывали пакеты из трех элементов с доведением нагрузки на пакет до 800 кН. Нагрузка прикладывалась ступенями по 100 кН. Каждая ступень нагрузки выдерживалась 3-4 мин. Испытания проводились при температуре 18°С - 20°С.

По результатам эксперимента построена зависимость осевой деформации пакета от сжимающей нагрузки (рисунок А.3). Среднее значение деформации испытанных пакетов при наибольшей нагрузке составило 27 мм. Отклонение для наименее и наиболее жестких пакетов находилось в пределах 15% среднего значения деформации.

Следует отметить значительную кривизну диаграммы сжатия. Модуль упругости резины в пакете в начале нагружения составлял примерно 35 МПа, а в среднем для всего диапазона нагрузки - 75 МПа.

Повышение жесткости пакета с ростом нагрузки объясняется изменением конфигурации боковых поверхностей резиновых прослоек, увеличением площади их поперечного сечения, а также уменьшением объема микропор резины.

Наибольшая нагрузка воспринималась пакетами без разрушения, несмотря на то что уже при нагрузке 400 кН на боковых поверхностях резиновых прослоек появлялись заметные горизонтальные трещины. В связи с этим пакеты были испытаны на выносливость десятикратным нагружением с доведением силы сжатия за короткий промежуток времени (30 с) до 800 кН с последующей разгрузкой. После этого пакеты вновь подвергались постепенному сжатию с увеличением нагрузки ступенями по 100 кН. Сопоставление диаграмм сжатия, полученных до и после испытаний на выносливость, показало, что резинометаллические элементы в целом сохранили прочность и жесткость после испытаний на выносливость, хотя среднее значение для пяти пакетов наибольшей деформации сжатия уменьшилось примерно на 10%.

Партия из 20 резинометаллических элементов была испытана на сжатие (в том числе при отрицательной температуре минус 30°С) и на сдвиг. Сжатие двух элементов нагрузкой 2200 кН не привело к их разрушению. По свойствам резины срок службы буферов составляет не менее 60 лет.

Проведенные испытания позволяют сделать вывод о том, что резинометаллические элементы можно использовать в буферных антисейсмических устройствах мостов. Принимая во внимание значительный разброс упругих характеристик резины, следует проводить выборочные испытания элементов, предназначенных для установки на больших мостах. Необходимое число буферных устройств и резинометаллических элементов в каждом из них определяется расчетом, учитывающим прочностные и деформативные характеристики элементов.

А.2.2 В качестве буферов применяют также стальные конструкции, рабочим органом которых являются тарельчатые пружины. Буфер железнодорожного моста с пролетными строениями в виде ферм с ездой поверху показан на рисунке А.4.

На данном объекте буферные устройства установлены в скошенные концы крайних ферм. Каждый буфер выполнен в виде массивного стального сердечника, воспринимающего удар и опирающегося тыльной стороной головки на комплект тарельчатых пружин из рессорно-пружинной стали. Пружины помещены в стальной корпус, защищающий их от атмосферного воздействия и засорения. Корпус буфера крепится болтами к узловым фасонкам фермы. Всего на мосту установлены четыре буферных устройства, рассчитанных на длительную эксплуатацию в условиях сурового климата. Общая масса буферов составляет 700 кг.

Для изготовления опытной партии тарельчатых пружин для буферов сталежелезобетонных пролетных строений (рисунок А.5) использовалась сталь марки 60С2А по ГОСТ 14959-79. Пружины имели внешний диаметр D = 300 мм, внутренний диаметр d = 122 мм, толщину мм, высоту внутреннего конуса f = 6 мм. Фактические размеры пружин отличались от расчетных в пределах допусков. Пружины испытывались на твердость, жесткость, прочность и выносливость.

Проверка твердости проводилась на трех образцах, изготовленных из той же партии металла, что и пружины, и имеющих с ними одинаковую толщину. Твердость по Роквеллу термообработанных образцов составила от 43 до 45 единиц. Проверка соответствия деформации пружин при предельной рабочей нагрузке (450 кН) требуемому значению 7,8 мм проводилась выборочным контролем 10% пружин партии. Измеренный прогиб комплекта из двух пружин при нагрузке 450 кН в среднем составлял 8,1 мм (рисунок А.6). При этом отклонение контролируемой деформации от расчетного значения было 4% при допускаемом отклонении .

Прочность пружин проверялась заневоливанием (полным сжатием) комплектов в течение 24 ч. Все три комплекта успешно прошли испытания на полное сжатие (рисунок А.7). После разгрузки пружины не имели трещин и надрывов.

Проверка выносливости проводилась многократным нагружением (100 циклов) от до кН трех комплектов пружин. Высота внутреннего конуса пружин в свободном состоянии после испытаний на выносливость уменьшилась в среднем на 0,2 мм. Трещин и надрывов пружины не получили. Таким образом, испытаниями было установлено, что партия пружин удовлетворяет требованиям норм к этим изделиям и может быть использована при строительстве в буферных антисейсмических устройствах мостов.

А.3 Анкеры

Вертикальные анкеры устанавливают в целях повышения устойчивости опор и пролетных строений против опрокидывания, а также для предотвращения повреждений конструкций, возникающих при подбрасывании опорных узлов балок, ферм и рам. Горизонтальные анкеры могут использоваться для повышения сопротивления устоев и пролетных строений сдвигу вдоль оси моста в направлении русла.

При расчетной сейсмичности 9 баллов пролетные строения с ездой поверху длиной от 18,8 до 34,2 м закрепляют за середины дом кратных балок. Анкер устроен в виде стальной шарнирной конструкции (рисунок А.8). Масса металла анкерных устройств на одно пролетное строение составляет около 270 кг.

Пролетные строения длиной 45,8 и 55,8 м закрепляются за домкратные балки в местах постановки ребер жесткости с помощью тяг из уголков, заделанных в подферменные плиты опор. Масса металла анкерных устройств на одно пролетное строение длиной 45,8 и 55,8 м составляет примерно 1700 кг.

При совместном учете сейсмической нагрузки и веса железнодорожных ферм с ездой понизу в анкерных устройствах по расчету не возникает растягивающих сил. Поэтому для всей серии этих конструкций в диапазоне пролетов от 33 до 110 м анкерные устройства приняты одинаковыми облегченного типа с массой 336 кг стали, достаточной для предотвращения подбрасывания ферм, оказавшихся поблизости от эпицентра землетрясения.

Анкеровка балочных разрезных сталежелезобетонных пролетных строений на автомобильных дорогах осуществляется таким же способом, как для железнодорожных балок и ферм. Для пролетного строения длиной 42,6 м масса анкерного устройства для закрепления одного конца конструкции составляет 122,7 кг.

А.4 Сцепные устройства

А.4.1 Разрезные пролетные строения могут обрушиться из-за сейсмодеформаций грунта и опор, приводящих к горизонтальным перемещениям подферменных плит из проектного положения. При возможных сейсмотектонических и оползневых перемещениях грунта в створе моста, а также при асинхронных колебаниях опор прибегают к уширению подферменных площадок опор или устанавливают сцепные антисейсмические устройства, ограничивающие не только относительные горизонтальные, но и относительные вертикальные перемещения смежных концов соседних ферм (балок). Сцепное устройство рассчитывают так, чтобы оно выдерживало опорную реакцию повисающей конструкции.

А.4.2 Конструктивное решение сцепки в каждом конкретном случае определяется ее функцией и типом пролетного строения. Для объединения металлических и сталежелезобетонных балок со сплошной стенкой обычно используются накладки, прикрепляемые к вертикальным листам главных балок болтами. Отверстия под болты в стенке одной из балок делают овальными, для того чтобы не возникало температурных напряжений в конструкции и обеспечивалась свобода поворота концов пролетного строения. При необходимости соединения сталежелезобетонного пролетного строения с железобетонным или двух железобетонных конструкций сцепное устройство может быть закреплено на железобетонных ребрах или плите.

А.4.3 Сцепные устройства стальных ферм устанавливают в узлах пролетных строений. Типовое сцепное устройство железнодорожных ферм состоит из вертикальных листов, поперечных планок и опорного стержня. Отверстия в узловых фасонках под болты и опорный стержень сверлят по месту с учетом фактического положения пролетных строений. Отверстия под опорный стержень в вертикальных листах сцепного устройства делают овальными. Размеры отверстий подбирают из условия свободы линейных и угловых перемещений соединяемых концов ферм. Диаметр опорного стержня определяют расчетом на срез и смятие под нагрузкой от собственного веса фермы. Масса металла, необходимого для сцепки ферм с ездой поверху длиной 55 м, составляет 900 кг.

А.5 Прерыватели колебаний

А.5.1 Прерыватели колебаний (гидравлические стопоры) используются для перераспределения усилий в системе с более нагруженных частей сооружения на менее нагруженные. Например, если скальные грунты по оси мостового перехода залегают глубоко, при проектировании моста неразрезной системы целесообразно перераспределить сейсмическую нагрузку от массы пролетного строения с анкерной опоры на все или часть опор моста.

Гидравлические стопоры состоят из заполненного жидкостью полого цилиндра, в котором размещается шток, соединенный с перфорированным диском. Концы цилиндра и штока соединяются с конструкциями моста, могущими совершать перемещения друг относительно друга.

Гидравлические стопоры могут работать в двух режимах (рисунок А.9). Первый режим относится к медленно изменяющимся воздействиям (изменение температуры среды, ползучесть и усадка бетона). При таких воздействиях требуется незначительное усилие для перемещения перфорированного диска в заполненном жидкостью цилиндре. Таким образом, в обычных условиях эксплуатации стопор не ограничивает перемещений соединяемых конструкций и практически не влияет на напряженно-деформированное состояние моста.

При быстрых относительных перемещениях смежных частей моста, возникающих при землетрясениях, стопор блокирует эти перемещения, работая как жесткая связь, соединяющая разделенные деформационным швом части сооружения. Изменение динамической расчетной схемы моста с балочной неразрезной на рамную с продольно-неподвижными опорными частями на всех или части опор может существенно уменьшить усилия в анкерной опоре и повысить сейсмостойкость моста в целом.

А.5.2 Прерыватели колебаний могут использоваться также при строительстве висячих и вантовых мостов, в особенности в районах прохождения тайфунов, глубоких очагов разрушительных землетрясений и при расположении пилонов в акватории морей, в целях обеспечения динамической устойчивости пилонов моста при воздействии турбулентного воздушного потока, штормовых и сейсмических волн. Прерыватели устанавливают в целях уменьшения периода собственных поперечных колебаний пилонов на период постройки до безопасного уровня. Схема подкрепления пилона вантового моста показана на рисунке А.10.

А.6 Гасители колебаний

А.6.1 Масса пролетного строения неразрезной системы длиной более 500 м нередко превышает 10 000 т, а сейсмическая нагрузка от этой массы достигает нескольких тысяч тонн. При расчетной сейсмичности 9 баллов приемлемые решения по расходу материалов получаются только в том случае, когда основанием массивного фундамента анкерной опоры служит скальный грунт.

Если прочные коренные породы залегают глубоко, принимают специальные меры для уменьшения сейсмической нагрузки и амплитуд горизонтальных колебаний сооружения. К таким мерам относятся снижение массы пролетного строения за счет использования высокопрочной стали в главных балках, связях и плите проезжей части, распределение продольной сейсмической нагрузки от массы пролетного строения на несколько промежуточных опор, применение антисейсмических устройств для гашения колебаний (демпферов).

А.6.2 Характерный пример применения демпферов - виадук через долину реки в районе сейсмичностью 9 баллов.

Виадук имеет общую длину около 900 м при высоте опор в средней части перехода более 40 м. Пролетное строение запроектировано из стали, имеет коробчатое сечение с верхней ортотропной плитой. Высота главной балки 3,6 м, ширина проезжей части 11,5 м. Деформационный шов, устроенный над одной из промежуточных опор, делит пролетное строение на две неравные части длиной 810 и 100 м.

Большая секция пролетного строения запроектирована в виде неразрезной балки, перекрывающей десять пролетов длиной от 53 до 126 м. Масса неразрезной секции составляет 10 785 т.

Коренные породы в створе виадука представлены мергелем, песчаником и аргиллитом. В зоне выветривания на глубину до 5 м от кровли скальные грунты имеют низкую прочность.

На склонах долины коренные породы перекрываются чехлом делювиальных и оползневых накоплений, представленных суглинками и глинами с включением обломочного материала. Мощность четвертичных отложений колеблется от 3 до 17 м.

Пойму и русло реки слагают аллювиальные и аллювиально-лиманные отложения (гравий, галька, глина). Вскрытая разведочными скважинами мощность галечников достигает 29 м.

Основная часть виадука запроектирована в виде рамно-неразрезной системы с неподвижными опорными частями на семи промежуточных опорах большой высоты и подвижными опорными частями на четырех крайних низких опорах (рисунок А.11).

Колебания опор с большой амплитудой вдоль оси перехода способны повредить опорные части, деформационные швы и другие конструкции виадука. Для уменьшения сейсмической нагрузки от массы пролетного строения и ограничения амплитуды колебаний предельно допустимым значением 25 см между неразрезным пролетным строением и жесткими концевыми опорами установлены гидравлические гасители колебаний.

А.6.3 Сущность работы гидравлического демпфера представлена зависимостью его реакции от скорости нагружения. Из графика (рисунок А.12) видно, что демпфер слабо реагирует на медленное нагружение (на изменение длины пролетного строения от перепада температур в течение суток), но создает значительное сопротивление сейсмическим колебаниям, которые в данном случае имеют скорость около 0,5 м/с.

Гасители колебаний выпускаются для осевых нагрузок до нескольких сотен тонна-сил и возможных относительных перемещений соединяемых частей моста до 450 мм и более. От этих исходных данных зависят диаметр цилиндрического корпуса и его длина.

Корпус демпфера имеет надежную защиту от неблагоприятных атмосферных воздействий. Для защиты от коррозии наружные поверхности корпуса покрываются грунтовкой из слоя цинка с последующей окраской двумя слоями краски. Внутренние поверхности демпфера имеют специальное покрытие, разработанное предприятием-изготовителем. В качестве рабочей жидкости используется силиконовое масло, содержащее присадки для защиты от старения. Рабочая жидкость имеет характеристики, малоизменяющиеся в широком диапазоне температур.

Демпферы запроектированы в предположении, что температура воздуха изменяется в пределах от минус 20°С до плюс 50°С. При землетрясении в течение короткого промежутка времени гашения колебаний моста температура рабочей жидкости может возрасти до 200°С.

Расчетный срок службы гидравлических демпферов не менее 30 лет. Устройства не требуют обслуживания при эксплуатации, но предприятие-изготовитель рекомендует проводить осмотр демпферов с периодичностью один раз в три года.

А.7 Амортизаторы

А.7.1 Амортизаторами являются конструкции и устройства, позволяющие уменьшать сейсмическую нагрузку от масс и регулировать распределение нагрузки между частями сооружения. К амортизаторам относятся гибкие опоры с парными стойками, резиновые опорные части, устройства с рабочим органом в виде тарельчатых пружин и ряд других конструкций.

При строительстве опор виадуков в сейсмических районах применяют рамные железобетонные опоры, имеющие вертикальные или наклонные стойки из сборного (монолитного) железобетона. Такое конструктивное решение позволяет уменьшить массу опор и получить оптимальные динамические характеристики виадука, что дает возможность максимально понизить сейсмическую нагрузку от масс опор и пролетного строения.

Виадуки с рамными опорами часто сооружаются в районах пересечения железной дорогой горных хребтов. Опоры таких мостов обычно проектируют в виде одноярусных и двухъярусных пространственных рам. В качестве стоек опор используют железобетонные столбы диаметром поперечного сечения 0,8 м и длиной 15 м. Плиты фундаментов, горизонтальные диафрагмы и насадки выполняют из монолитного железобетона. Высоту рамных опор обычно принимают до 35 м от обреза фундаментов.

А.7.2 Конструкции железобетонных опор с телом в виде монолитных парных стоек применяют при строительстве эстакад и виадуков на автомобильных и городских дорогах.

По расчету на температурное и сейсмическое воздействия промежуточные опоры рамно-неразрезной части виадука (рисунок А.13) приняты гибкими в виде рамных надстроек над цоколем с небольшой жесткостью стоек в направлении оси перехода (высота стоек до 28,5 м; толщина 1,2 м). Верх стоек объединен железобетонным ригелем.

Сейсмическая нагрузка от масс пролетного строения зависит от периода собственных колебаний сооружения, уменьшаясь примерно в 2,5 раза при увеличении периода от интервала резонансных периодов (0,1-0,5 с для средних грунтов) до периодов, расположенных вне зоны резонансных колебаний (1,2 с и выше).

Назначением высоты гибких стоек в интервале 25-30 м можно получить оптимальные динамические характеристики опоры и существенно снизить напряжения в рамной надстройке и силы (моменты), передаваемые на цоколь и свайное основание (рисунок А.14). В случае применения стоек большей длины усилия в сечениях опоры уменьшаются незначительно, однако повышение гибкости опоры приведет к существенному росту амплитуд колебаний ригеля и повышению напряжений за счет роста эксцентриситета нагрузки от собственного веса пролетного строения.

А.8 Комбинированные антисейсмические устройства

А.8.1 К поражающим факторам землетрясений относятся инерционные силы горизонтального и вертикального направлений, сейсмическое боковое давление грунта, сейсмическое давление воды, удары в швах между смежными секциями моста, смещения фундаментов опор из проектного положения при распространении сейсмических волн, тектонические разрывы, оползни береговых склонов, обвалы бортов ущелий, осадки покровных отложений и др. Перечисленные факторы обычно проявляются в различных сочетаниях в зависимости от региональных сейсмотектонических и местных инженерно-геологических условий.

Многофакторный характер сейсмической опасности требует разработки при проектировании мостов комплекса мер антисейсмической защиты. В качестве примера комплексных антисейсмических мероприятий в настоящем приложении рассмотрены меры защиты от землетрясений железнодорожного моста.

Мост сооружен на участке с неблагоприятными тектоническими условиями. По оси моста залегают слабовыветрелые гранодиориты, нарушенные на участке шириной 30 м тектоническим разломом. В зоне разлома скальная порода раздроблена до состояния щебня. Монолитные устои и сборно-монолитные промежуточные опоры вынесены из зоны дробления. Пролеты моста перекрыты стальными фермами с ездой поверху. Фундаменты всех опор массивные мелкого заложения.

С учетом неблагоприятных тектонических условий были разработаны дополнительные меры антисейсмической защиты мостового перехода, направленные против сброса пролетных строений с опор, подбрасывания опорных узлов ферм, обрушения ферм при возможном выходе тектонических разрывов на поверхность участка мостового перехода, а также против повреждения конструкций от ударов ферм в шкафные стенки устоев. Для защиты моста на опорах и пролетных строениях установлены стопорные, анкерные, сцепные и буферные устройства (рисунок А.15).

А.8.2 Совмещение в одной конструкции двух и более функций рассмотренных антисейсмических устройств позволяет уменьшить расход материалов на антисейсмическую защиту мостовых сооружений. В связи с этим в мостостроении нашли широкое применение комбинированные устройства.

Для железнодорожных ферм длиной 55 м с ездой поверху было запроектировано комбинированное антисейсмическое устройство, препятствующее сдвигу опорных узлов поперек оси моста и их подбрасыванию. Устройство (рисунок А.16) состоит из нижнего упора, связанного с опорой анкерными болтами диаметром 36 мм, верхнего упора, прикрепленного к ферме высокопрочными болтами диаметром 22 мм, и шпильки диаметром 50 мм. Анкерные болты заделываются с помощью эпоксидной смолы в оголовок опоры. Расход стали в устройствах на защиту одной фермы составляет 1190 кг.

А.8.3 Комбинированное устройство применено также для сталежелезобетонного пролетного строения длиной 45,8 м (рисунок А.17). Эта конструкция защищает пролетное строение от поперечного сдвига и подбрасывания опорных узлов, а также смягчает удары пролетного строения в стопоры. В качестве буферов здесь использованы резинометаллические элементы, работающие на сжатие.

А.8.4 Пролетные строения из пустотных плит длиной от 15 до 18 м могут применяться во всех сейсмически опасных районах. Для закрепления плит от смещения вдоль и поперек оси моста, а также от подбрасывания их при землетрясении в крайних плитах пролетного строения по оси опирания устанавливаются закладные детали, к которым приваривается антисейсмическое устройство с вертикальной трубой на конце (рисунок А.18). Труба надевается сверху на анкерный болт, заделанный в ригеле или насадке опоры. Перемещения плиты относительно насадки в вертикальном направлении ограничиваются шайбой, которая приваривается к анкерному болту на 10 мм выше верхнего конца трубы и закрепляется сверху гайкой. Расход стали на четыре устройства, закрепляющие одно пролетное строение, составляет 181 кг.