СТН ЦЭ 141-99. Ведомственные строительные нормы. Нормы проектирования контактной сети

(утв. Указанием МПС РФ от 26.04.2001 № М-771у)

ИСТОРИЯ ИЗМЕНЕНИЙ НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКИХ АКТОВ

flowchart LR
  n0["ВСН 141-90"]:::rst
  click n0 "https://bukva.ai/docs/vsn-141-90" "ВСН 141-90. Ведомственные строительные нормы. Нормы проектирования контактной сети (утв. Постановлением Минтрансстроя СССР)"
  n1["СТН ЦЭ 141-99"]:::doc
  click n1 "https://bukva.ai/docs/normy-stn-tse-141-99" "СТН ЦЭ 141-99. Ведомственные строительные нормы. Нормы проектирования контактной сети (утв. Указанием МПС РФ от 26.04.2001 N М-771у)"
  n0 --> n1
classDef rst fill:#FFEBEB,stroke:#8B0000,color:#000;
classDef doc fill:#EBFFEB,stroke:#006400,color:#000;
classDef notEnt fill:#FFFFEB,stroke:#FF8C00,color:#000;

от 26 апреля 2001 г. № М-771у

ВЕДОМСТВЕННЫЕ СТРОИТЕЛЬНЫЕ НОРМЫ

НОРМЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ КОНТАКТНОЙ СЕТИ

Срок введения в действие 26 апреля 2001 года

ПРЕДИСЛОВИЕ

1. РАЗРАБОТАНЫ ОАО «Научно-исследовательский институт транспортного строительства» — ЦНИИС (доктор техн. наук В.П. Шурыгин, кандидаты техн. наук А.П. Чучев, А.А. Орел, Л.Ф. Белов, А.И. Шелест, В.А. Балаш, Ц.Х. Надгериев), Трансэлектропроектом (инженеры В.Я. Новогрудский и Н.А. Постнова), ПГУПСом (доктор техн. наук А.А. Кудрявцев), ВНИИЖТом (доктор техн. наук В.И. Подольский).

ВНЕСЕНЫ Департаментом электрификации и электроснабжения МПС России.

2. УТВЕРЖДЕНЫ И ВВЕДЕНЫ В ДЕЙСТВИЕ Указанием первого заместителя Министра путей сообщения Российской Федерации № М-771у от 26 апреля 2001 г.

3. ВЗАМЕН ВСН 141-90.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Данные нормы распространяются на проектирование и расчет типовых и индивидуальных конструкций контактной сети электрифицируемых железных дорог, в том числе для участков с движением поездов со скоростями более 161 км/ч и воздушных линий, подвешиваемых на опорах контактной сети.

1.2. Проектирование контактной сети следует осуществлять с выполнением требований 2 части СНиП.

Кроме этого, необходимо руководствоваться требованиями указаний МПС России и данными «Норм проектирования», учитывающими специфические особенности контактной сети.

1.3. Нормы предполагают широкое использование персональной вычислительной техники. В соответствии с этим разработаны методики расчета конструкций контактной сети и даны ссылки на типовые программы расчета.

1.4 При проектировании конструкций контактной сети следует:

обеспечивать заданный срок службы конструкции в эксплуатации;

предусматривать технологичность изготовления и монтажа конструкций, а также их ремонтопригодность;

обеспечивать наименьшие приведенные затраты на строительство и эксплуатацию;

применять экономичные профили проката и эффективные марки сталей (в т.ч. атмосферостойкие и высокопрочные);

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

выполнять требования государственных стандартов и Указаний МПС России.

1.5. При проектировании контактной сети следует применять унифицированные значения ее параметров (габарита опор, длины пролета, длины анкерных участков, длины струн).

Для массовых конструкций фундаментов, опор, поддерживающих, фиксирующих и анкеровочных устройств контактной сети следует разрабатывать типовые проекты. До массового применения конструкции должны быть подвержены приемо-сдаточным испытаниям. В проекте должны быть схемы испытаний конструкций и значения контрольных нагрузок для них.

1.6. Расчет конструкций контактной сети следует производить по методу расчетных предельных состояний.

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

1.7. Механический расчет проводов выполняют методами статического расчета согласно указаниям главы 3 Норм. Длину пролета между опорами на прямых, переходных кривых и кривых участках пути определяют методом динамического расчета в соответствии с методикой, изложенной в обязательном Приложении 1.

1.8. Расчет опорных, поддерживающих и фиксирующих устройств контактной сети следует выполнять с учетом коэффициента надежности по ответственности \gamma_{\text{п}} . Его значение следует принимать равным: - при скорости движения поездов от 161 до 200 км/ч и более — 1,1; - « » « » от 141 до 160 км/ч — 1,0; - « » « » до 140 км/ч (включая простую контактную подвеску) — 0,95.

На коэффициент \gamma_{\text{п}} следует делить предельные значения несущей способности, расчетные значения сопротивлений, предельные значения деформаций, раскрытия трещин или умножать расчетные значения нагрузок, усилий или воздействий.

1.9. При расчете опор контактной сети по деформациям (предельному состоянию второй группы) следует определять изменение прогиба опоры от воздействия временных нормативных нагрузок, добавляя к ним нагрузки от проводов. Изменение упругого прогиба консольных опор на уровне контактного провода (без учета поворота фундамента) не должно превышать +/- 65 мм, а упругого прогиба вершины опор гибких поперечин должно быть не более 1/150 их высоты.

1.10. Расчет железобетонных опор по образованию или раскрытию трещин (вторая группа предельных состояний) следует осуществлять на сочетание постоянных нормативных нагрузок и временных климатических нагрузок годичной повторяемости: при этих нагрузках поперечные трещины в предварительно напряженных опорах с проволочной арматурой не допускаются.

1.11. Привязку типовых конструкций контактной сети в проектах электрифицируемых участков необходимо выполнять по расчетным нагрузкам; значения допустимых расчетных нагрузок должны быть приведены в типовых проектах конструкций контактной сети. Железобетонные опоры при привязке, кроме того, следует проверять по нагрузкам, допустимым по образованию или раскрытию трещин, определяемым согласно указаниям п. 1.10 данных Норм.

1.12. Для контактной сети участков, расположенных в районах с толщиной стенки отложения гололеда 15 мм и более, а также в местах с интенсивной пляской проводов следует предусматривать плавку гололеда и узлы (конструкции, типы контактной подвески), препятствующие автоколебаниям.

1.13. При проектировании типовых конструкций опор, фундаментов, жестких поперечин для каждого типа по геометрическим размерам следует предусматривать 2 — 4 типа по мощности.

Проектирование типовых конструкций консолей, кронштейнов, фиксаторов, анкеровочных устройств можно выполнять по наибольшим расчетным нагрузкам, при которых предполагается эксплуатировать конструкции.

2. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ

2.1. Нагрузки, действующие на контактную сеть, подразделяются на постоянные и временные, а последние — на кратковременные и особые.

2.2 К постоянным относятся следующие нагрузки:

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

б) вес строительных конструкций опорных, поддерживающих, фиксирующих и анкеровочных устройств;

в) вес грунта (при расчете фундаментов опор);

г) нагрузка от проводов некомпенсированных (при среднегодовой температуре) и компенсированных.

Среднегодовую температуру воздуха следует определять по указаниям СНиП 2.01.01.

2.3 К кратковременным относятся нагрузки:

а) давление ветра на провода, кабели, тросы и другие конструкции;

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

в) вес гололеда на жестких поперечинах;

г) вес снегового отложения на ригелях жестких поперечин;

д) нагрузка от некомпенсированных проводов при отклонении температуры воздуха от среднегодового до минимального значения;

е) вес монтера с инструментом на проводах или конструкциях;

ж) нагрузки, возникающие при погрузке, разгрузке, перевозке и монтаже конструкций;

з) нагрузки, возникающие при монтаже проводов контактной сети.

2.4 К особым нагрузкам и воздействиям относятся:

а) нагрузки, возникающие при обрыве проводов контактной сети;

б) сейсмические воздействия;

в) нагрузки, возникающие при падении опоры.

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

В основные сочетания входят постоянные и следующие возможные кратковременные нагрузки или их сочетание:

• наибольшее для данного района давление ветра (гололед отсутствует);
• отложение гололеда на проводах и конструкциях;
• давление ветра на покрытые гололедом провода и конструкции;
• минимальная температура воздуха (ветер и гололед отсутствуют).

При расчете по условиям монтажа принимать следующие сочетания климатических нагрузок: температура воздуха минус 15 °C, скорость ветра 10 м/с, гололед отсутствует.

Примечание. При определении натяжения тросов гибких поперечин следует учитывать указания пп. 2.2 и 2.3.

При определении температуры проводов контактной сети следует учитывать их нагрев от солнечной радиации и протекающих токов.

В особые сочетания входят возможные в действительных условиях постоянные и временные нагрузки при одновременном действии нагрузок, возникающих при обрыве проводов контактной сети, или падении одной консольной опоры, или при сейсмических воздействиях.

2.6. Значения расчетных нагрузок, необходимых для расчета конструкций контактной сети, следует определять путем умножения нормативного значения каждой из нагрузок на соответствующий ей коэффициент надежности по нагрузке.

2.7. В районах с микроклиматическими особенностями, определяющими повышенное значение климатических нагрузок, следует принимать фактически наблюдаемые величины нагрузок.

Постоянные нагрузки

2.8. Вес проводов, кабелей, тросов, оборудования, деталей и конструкций контактной сети и воздушных линий определяют по ГОСТ, проектным данным, каталогам и справочным материалам.

Нормативную нагрузку от проводов, деталей и конструкций Q_{l}^{\text{н}} , Н, подвешиваемых на опорах контактной сети, определяют по формуле:

Q_{l}^{\text{н}} = \Sigma(gl + Q_{\text{и}} + Q_{\text{д}}) , (2.1)

где g — линейная нагрузка от веса провода или цепной подвески, Н/м;

l — расчетная длина пролета, м;

Q_{\text{и}} — нагрузка от изоляторов, Н;

Q_{\text{д}} — нагрузка от деталей и конструкций, Н.

При определении нагрузки на опорные, поддерживающие или фиксирующие устройства расчетную длину пролета принимают равной среднему арифметическому от длины двух пролетов, примыкающих к рассчитываемой опоре.

2.9. Коэффициент надежности по нагрузке для веса проводов, деталей и конструкций принимают равным 1,05.

Если уменьшение постоянной нагрузки может ухудшить условия работы конструкций контактной сети, то коэффициент надежности по нагрузке следует принимать равным 0,9.

2.10. Коэффициент надежности по нагрузке для натяжения компенсированных проводов и усилий, передаваемых от них на конструкции, следует 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 режиме нормативные значения нагрузок и соответствующие им натяжения провода. При этом следует учитывать требования пп. 2.18, 2.32, 2.36 и 2.47.

Ветровые нагрузки

2.12 Нормативное значение ветрового давления q_{\text{нз}} , Па (скорости ветра, v_{\text{нз}} , м/с) определяют:

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

Параметр шероховатости подстилающей поверхности z_{0} , м

Рис. 2.1. Коэффициент изменения ветрового давления: I — насыпь высотой 40 м ( z_{\text{н}} на рис. 2.2); II — нулевое место; III — выемка глубиной 5 м ( z_{\text{в}} на рис. 2.2)

Рис. 2.2. Схемы расположения проводов контактной сети над подстилающей поверхностью

Таблица 2.2

Примечания. 1. Сооружение считается расположенным в местности данного типа, если эта местность сохраняется на расстоянии: для местности по п. 2 - 250 м; по п. 3 - 200 м, по п. 4 - 100 м, по п. 5 - 50 м, по п. 6 — 50 м.

2. Для местности по пп. 1 - 4 дано наименьшее значение параметра шероховатости для условий режима максимального ветра с учетом наличия снегового покрова. Эти же значения параметра шероховатости принимают и при гололеде.

3. Значение параметра шероховатости по п. 5 дано для случая, когда станционные постройки расположены с обеих сторон железнодорожного пути не далее 50 м. В противном случае его значение принимают для местности, лежащей с наветренной стороны станционных построек.

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

5. Для участков контактной сети, проходящих по берегу озера, водоема, моря, если с другой его стороны расположена отвесная стена гор, параметр шероховатости следует принимать по п. 2.

Высоту расположения проводов контактной сети над подстилающей поверхностью для участков железной дороги с различным профилем следует определять в соответствии со схемами рис. 2.2.

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

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

2.13. Нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки P_{\text{н}}^{\text{с}} , Н, на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства контактной сети определяют по формуле:

P_{\text{н}}^{\text{с}} = q_{\text{нз}}C_{x}A_{\text{к}} , (2.3)

где C_{x} — аэродинамический коэффициент, принимаемый по п. 2.19 Норм и по обязательному приложению 4 СНиП 2.01.07;

A_{\text{к}} — расчетная поверхность конструкции, к которой приложена ветровая нагрузка, м2.

2.14. Нормативное значение пульсационной составляющей ветровой нагрузки на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства P_{\text{н}}^{\text{п}} , Н, определяют по формуле:

P_{\text{н}}^{\text{п}} = 0,73 \cdot P_{\text{н}}^{\text{с}} \cdot \nu_{\text{п}} \cdot m_{\text{п}} , (2.4)

где \nu_{\text{п}} — коэффициент пространственной корреляции пульсаций давления ветра, принимаемый по табл. 2.3;

m_{\text{п}} — коэффициент пульсаций давления ветра, принимаемый по рис. 2.3.

Таблица 2.3

Рис. 2.3. Коэффициент пульсаций давления ветра

2.15. Нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки P_{\text{н}}^{\text{с}} , Н, на провода, кабели, тросы и передаваемой с них на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства определяют по формуле:

P_{\text{н}}^{\text{с}} = \alpha_{\text{н}}q_{\text{нз}}C_{x}A_{\text{к}} , (2.5)

где \alpha_{\text{н}} — коэффициент, учитывающий неравномерность давления ветра вдоль пролета, принимаемый равным: при давлении ветра до 400 Па — 0,9; от 401 до 650 — 0,8; от 651 до 1000 — 0,7; более 1001 Па — 0,65; при механическом расчете проводов и длин пролетов \alpha_{\text{н}} = 1.

2.16. При наличии многолетних (не менее 20 лет) данных местных гидрометеостанций о скорости ветра допускается определять нормативное ветровое давление по выражению:

q_{0} = 0,615 \cdot v_{0}^{2} , Па,

где v_{0} — скорость ветра на уровне 10 м над поверхностью земли, соответствующая десятиминутному интервалу осреднения и превышаемая в среднем раз в 10 лет, м/с.

2.17. Нормативное значение пульсационной составляющей ветровой нагрузки, передаваемой с проводов на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства P_{\text{н}}^{\text{п}} , Н, находят по формуле:

P_{\text{н}}^{\text{п}} = 0,73 \cdot P_{\text{н}}^{\text{с}} \cdot \nu_{\text{п}} \cdot m_{\text{п}} \cdot \xi_{\text{п}} , (2.6)

где \xi_{\text{п}} — коэффициент динамичности, принимаемый по рис. 2.4 в зависимости от веса провода (проводов) (при гололеде вместе с весом отложения).

Рис. 2.4. Коэффициент динамичности для проводов контактной сети

2.18. Коэффициент надежности по ветровой нагрузке, передаваемой с проводов на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства контактной сети, следует принимать равным:

а) при расчете по прочности — 1,3;

б) при расчете по деформациям — 1,0;

в) при расчете по образованию трещин в железобетонных опорах — 0,75.

Коэффициент надежности по ветровой нагрузке на опорные, поддерживающие и фиксирующие конструкции следует принимать равным 1,2.

Расчет проводов выполняют на нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки, умноженное на коэффициент 1,10.

2.19. При определении ветровой нагрузки на провода и конструкции контактной сети надо принимать следующие значения аэродинамического коэффициента лобового сопротивления C_{x} :

а) одиночные провода и тросы диаметром 20 мм и более — 1,10;

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

в) одиночные контактные провода и тросы цепной подвески с учетом зажимов и струн — 1,25;

г) двойные контактные провода с расстоянием между ними 40 мм на нулевых местах и на насыпях высотой до 5 м — 1,55, то же, на насыпях более 5 м — 1,85;

д) железобетонные опоры кольцевого и круглого сечения — 0,7;

е) ригели жестких поперечин по пп. 2.20 - 2.23 Норм;

ж) плоские элементы конструкций — 1,4.

2.20. Расчет ветровых нагрузок на ригели жестких поперечин следует выполнять в соответствии с рекомендациями СНиП 2.01.07 и дополнительными рекомендациями пп. 2.21 - 2.23 Норм.

2.21. Ветровые нагрузки на ригели жестких поперечин необходимо определять для отсека фермы и приводить затем к нагрузке на 1 м.

За отсек принята часть фермы, заключенная между двумя поперечными сечениями на длине панели и характеризующаяся схемой решетки и геометрическими параметрами, которые повторяются по длине фермы (рис. 2.5).

Рис. 2.5. Схема отсека фермы

2.22. Горизонтальную расчетную нагрузку на отсек ригеля X_{1} , Н, определяют при действии ветра вдоль пути:

X_{1} = C_{x} \cdot \tilde{A} \cdot q_{\text{нз}} \cdot \gamma_{f} ,

где \gamma_{f} — коэффициент надежности по ветровой нагрузке, принимаемый равным 1,2;

\tilde{A} — характерная площадь с наветренной стороны отсека фермы (м2), определяемая для четырехгранных ферм по формуле:

\tilde{A} = A_{\text{пн}} + A_{\text{пв}} + n_{\text{рк}}A_{\text{рк}} + n_{\text{рп}}A_{\text{рп}} + n_{\text{ркг}}A_{\text{ркг}}cos^{3}\gamma_{\text{г}} + 0,5n_{\text{ркс}}S_{\text{ркс}}cos^{3}\gamma_{\text{с}} ,

где A_{\text{пн}} , A_{\text{пв}} , A_{\text{рк}} , A_{\text{рп}} , A_{\text{ркг}} , A_{\text{ркс}} — характерные площади стержней отсека, соответственно нижнего и верхнего поясов, раскосов, распорки, раскоса горизонтальной грани, раскоса в поперечном сечении, м2, определяемые по формулам (2.7):

A_{\text{пн}} = d_{\text{н}}l_{0} ; A_{\text{пв}} = d_{\text{в}}l_{0} ;

A_{\text{рк}} = \frac{b_{\text{ф}} - 2d_{\text{ср}}}{sin\gamma_{\text{р}}} d_{\text{рк}} ; A_{\text{рп}} = (b_{\text{ф}} - 2d_{\text{ср}})d_{\text{рп}} ;

A_{\text{ркг}} = \frac{a_{\text{ф}} - 2d_{\text{ср}}}{sin\gamma_{\text{г}}} d_{\text{ркг}} ; A_{\text{ркс}} = \frac{a_{\text{ф}} - 2d_{\text{ркс}}}{sin\gamma_{\text{с}}} d_{\text{ркс}} ;

d_{\text{ср}} = \frac{d_{\text{н}} + d_{\text{в}}}{2} , (2.7)

где d_{\text{н}} , d_{\text{в}} — ширина полки соответственно нижнего и верхнего поясов, м;

l_{0} — длина отсека, м;

d_{\text{рк},\text{рп},\text{ркг},\text{ркс}} — ширина полки соответствующего стержня решетки, м;

\gamma_{\text{р}} , \gamma_{\text{г}} — угол между поясом и раскосом соответственно в вертикальной и горизонтальной гранях, град;

\gamma_{\text{с}} — угол отклонения от вертикали раскосов в поперечном сечении отсека четырехгранной фермы;

n_{\text{рк}} , n_{\text{рп}} — число раскосов, распорок на одной вертикальной грани отсека;

n_{\text{ркг}} , n_{\text{ркс}} — число раскосов на одной горизонтальной грани и поперечном сечении отсека;

b_{\text{ф}} — высота фермы;

a_{\text{ф}} — ширина фермы.

Аэродинамический коэффициент C_{x} определяют по табл. 2.4.

Таблица 2.4

2.23. Суммарную горизонтальную расчетную ветровую нагрузку на ферму ригеля и несущие тросы цепной подвески, направленную перпендикулярно оси пути, Z_{1} , Н, определяют по формуле:

Z_{1} = C_{z}\tilde{A}_{\text{ф}}q_{\text{нз}}n_{\text{в}} + \sum_{i}^{n} P_{pi} , (2.8)

где \tilde{A}_{\text{ф}} — характерная площадь фермы, равная сумме характерных площадей отсеков, м2;

C_{z} = 0,3C_{x} ;

P_{pi} — ветровая нагрузка на i-провод, Н, определяемая по указаниям пп. 2.13 - 2.18;

n — число проводов.

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

Наибольшая величина суммарной ветровой нагрузки имеет место при угле скольжения \beta_{1} = 15° (рис. 2.6).

Рис. 2.6. Схема для определения угла скольжения ветра относительно ригеля

В последней формуле аэродинамический коэффициент лобового сопротивления несущих тросов (контактных проводов) при угле скольжения \beta_{1} = 15° определяют по формуле:

C_{xi} = C_{x1}cos^{2}\beta_{1} = C_{x1}0,932 ,

где C_{x1} — аэродинамические коэффициенты лобового сопротивления несущих тросов (контактных проводов) при их поперечном обтекании.

2.24. Максимальное значение ветровой нагрузки следует определять при температуре воздуха минус 5 °C.

Гололедные нагрузки

2.25. Гололедную нагрузку на контактную сеть следует рассчитывать в соответствии с указаниями главы СНиП 2.01.07 и дополнительными требованиями Норм.

2.26. Нормативное значение гололедной нагрузки на проводах, кабелях и тросах, подвешенных на опорах контактной сети, Q_{\text{н}}^{\text{г}} , Н, находят по формуле:

Q_{\text{н}}^{\text{г}} = g_{\text{н}}^{\text{г}} \cdot l , (2.9)

где g_{\text{н}}^{\text{г}} — нормативное значение линейной гололедной нагрузки, Н/м, определяемой исходя из толщины стенки гололеда, приведенной к цилиндрической форме, с плотностью \rho = 0,9 г/см3.

2.27. Нормативную толщину стенки гололеда b_{\text{н}} повторяемостью один раз в 10 лет, приведенную к высоте 10 м над поверхностью земли и диаметру провода 10 мм, следует принимать для различных географических районов по таблице 2.5.

Таблица 2.5

Для малоизученных районов толщину стенки гололеда принимать на район выше. Изменение толщины стенки гололеда в зависимости от диаметра провода следует учитывать по указаниям главы СНиП 2.01.07.

2.28. Местные условия образования гололедно-изморозевого отложения учитывают поправочным коэффициентом k_{b} к толщине стенки отложения по данным табл. 2.5. Значения коэффициента для промежуточных значений высоты насыпи и глубины выемки определяют линейной интерполяцией.

Таблица 2.6

2.29 С целью учета особенностей образования гололеда на проводах контактной подвески необходимо:

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

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

2.30. Нагрузку от гололеда на струнах g_{\text{с}}^{\text{г}} , Н/м, отнесенную к длине пролета, следует определять по выражению:

при одном контактном проводе

g_{\text{с}}^{\text{г}} = \rho \cdot \pi \cdot 0,13 \cdot b_{\text{н}} \cdot (1,15 \cdot b_{\text{н}} + d_{\text{с}}) \cdot 10^{- 3} ; (2.10)

     при угле встречи 90° (перпендикулярно оси пути)          100

     при 0° (вдоль оси пути)                                   30.

2.32 Коэффициент надежности по гололедной нагрузке следует принимать равным:

2.34. Местные условия защищенности контактной сети при определении давления ветра в заданных условиях при гололеде следует учитывать в соответствии с п. 2.12.

Значения средней и пульсационной составляющих нормативной ветровой нагрузки при гололеде определяют по пп. 2.13 - 2.17.

Ветровую нагрузку на контактные провода и несущие тросы, покрытые гололедом, следует определять с учетом п. 2.29.

2.35. Расчет проводов следует выполнять на нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки при гололеде, умноженное на коэффициент 1,10.

2.36. Коэффициент надежности по ветровой нагрузке, передаваемой с проводов, покрытых гололедом, на опорные, поддерживающие и фиксирующие устройства следует принимать равным:

а) при расчете по прочности — 1,3;

б) при расчете по деформациям — 0,85;

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

Коэффициент надежности по ветровой нагрузке при гололеде на опорные, поддерживающие и фиксирующие конструкции следует принимать равным 1,2.

2.37 Гололедную нагрузку следует находить при температуре минус 5 °C.

2.38. Гололедную нагрузку на ферму жесткой поперечины определяют для отсека фермы и приводят затем к нагрузке на 1 м ее длины.

Расчетную гололедную нагрузку g_{\text{р}}^{\text{гф}} , Н/м, определяют по формуле:

g_{\text{р}}^{\text{гф}} = \frac{1}{l_{0}} A_{0}b_{\text{н}}\rho\gamma_{f}^{\text{г}} , (2.12)

где \gamma_{f}^{\text{г}} — коэффициент надежности для гололедной нагрузки на ферму, принимаемый согласно требованиям главы СНиП 2.01.07;

A_{0} — поверхность отсека, подверженная обледенению, м2:

A_{0} = 0,6A

Здесь A — полная поверхность отсека фермы, м2:

A = A_{\text{п}}\prime_{\text{н}}n_{\text{пн}} + A_{\text{п}}\prime_{\text{в}}n_{\text{пв}} + A_{\text{р}}\prime_{\text{к}}n_{\text{рк}} + A_{\text{р}}\prime_{\text{п}}n_{\text{рп}} + A_{\text{р}}\prime_{\text{кг}}n_{\text{ркг}} + A_{\text{р}}\prime_{\text{пг}}n_{\text{рпг}} + A_{\text{р}}\prime_{\text{кс}}n_{\text{ркс}} ;

A_{\text{п}}\prime_{\text{н}} , A_{\text{п}}\prime_{\text{в}} , A_{\text{р}}\prime_{\text{к}} , A_{\text{р}}\prime_{\text{п}} , A_{\text{р}}\prime_{\text{кг}} , A_{\text{р}}\prime_{\text{пг}} , A_{\text{р}}\prime_{\text{кс}} — составляющие общей площади A поверхности отсека, соответственно, нижнего пояса (пн), верхнего пояса (пв), раскоса (рк), распорки (рп), раскоса горизонтальной грани (ркг), распорки горизонтальной грани (рпг), раскосов в поперечном сечении фермы (ркс);

n_{\text{пн}} , n_{\text{пв}} , n_{\text{рк}} , n_{\text{рп}} , n_{\text{ркг}} , n_{\text{рпг}} , n_{\text{ркс}} — число поясов нижних, верхних, раскосов и распорок на вертикальных гранях, раскосов и распорок на горизонтальных гранях, а также раскосов в поперечных сечениях отсека фермы (соответственно).

Снеговые нагрузки на ригель жесткой поперечины

2.39. При определении снеговой нагрузки на ригель жесткой поперечины следует руководствоваться указаниями СНиП 2.01.07 и учитывать дополнительные требования Норм.

2.40. Нормативное значение снеговой нагрузки на жесткие поперечины Q_{\text{н}}^{\text{с}} , Н, следует определять по формуле:

Q_{\text{н}}^{\text{с}} = g_{\text{н}}^{\text{с}} \cdot A \cdot \mu , (2.13)

где g_{\text{н}}^{\text{с}} — нормативное значение веса снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности земли, принимаемое для различных районов по табл. 2.8;

A — площадь верхней горизонтальной грани фермы ригеля по наружному обмеру, м2;

\mu — коэффициент перехода от веса снегового покрова земли к снеговой нагрузке на ригель, принимаемый по табл. 2.8.

Таблица 2.8

2.41. Допускается определять нормативное значение веса снегового покрова земли по данным многолетних (не менее 20 лет) наблюдений местных метеостанций.

2.42. Коэффициент надежности по снеговой нагрузке на жесткие поперечины следует принимать равным 1,3.

2.43. Снеговую нагрузку находят при температуре воздуха 0 °C. Давление ветра при снеговой нагрузке отсутствует.

Температурные воздействия

2.44. Расчет температурных воздействий на контактную сеть следует выполнять по СНиП 2.01.07, СНиП 2.01.01 и дополнительным требованиям Норм.

2.45 Нормативное значение минимальной температуры воздуха, °C, определяют по формуле:

t_{\text{н }min} = t_{1} - \Delta_{1} - 6 °C,

где t_{1} — многолетняя средняя месячная температура воздуха в январе, принимаемая по карте 5 обязательного приложения 5 СНиП 2.01.07 или СНиП 2.01.01;

\Delta_{1} — отклонение средней суточной температуры от средней месячной ( t_{1} ), принимаемое в соответствии с СНиП 2.01.07.

При наличии многолетних (не менее 20 лет) данных местных метеостанций допускается определять нормативное значение температуры воздуха по формуле:

t_{\text{н }min} = (\overline{t_{1}} + t_{min})/2 ,

где \overline{t_{1}} — средняя суточная температура наиболее холодных суток в январе;

t_{min} — абсолютная минимальная температура воздуха.

2.46. Расчетное значение минимальной температуры воздуха равно абсолютной минимальной температуре.

2.47. При определении нагрузок, передаваемых на конструкции контактной сети, необходимо принимать следующие значения коэффициента надежности по нагрузке для натяжения некомпенсированных проводов при температурных воздействиях:

2.48. Нормативное и расчетное значения максимальной температуры воздуха следует принимать равными абсолютной максимальной температуре воздуха t_{max} с учетом воздействия солнечной радиации (прямой и рассеянной).

Эквивалентное увеличение максимальной температуры воздуха в результате нагрева проводов солнечной радиацией определяют по выражению:

t_{\text{р}} = 0,0162\varphi_{max} ,

где \varphi_{max} — максимальное значение суммарной солнечной радиации, Вт/м2, принимаемое по табл. 5 СНиП 2.01.01.

Для районов, расположенных между 46 и 66 градусами с.ш., температуру нагрева проводов солнечной радиацией t_{\text{р}} можно принять равной 14 °C.

2.49. При определении длины анкерных участков цепных подвесок изменение температуры воздуха следует принимать между среднегодовым и нормативным значениями.

При определении диапазона температуры для расчета перемещения анкерных грузов следует учитывать нагрев проводов солнечной радиацией и тяговыми токами.

2.50 Температуру беспровесного положения контактного провода следует определять по выражению:

t_{0} = \overline{t_{\text{г}}} - t\prime ,

где \overline{t_{\text{г}}} — среднегодовая температура воздуха, определяемая по СНиП 2.01.01;

t\prime — поправка, равная 20 — 25° при одном и 15 — 20° при двух контактных проводах.

Более точно температуру беспровесного положения контактного провода можно определить исходя из следующих соотношений

если значения \overline{t_{\text{г}}} \leq \overline{t_{\text{н}}} (после округления до 5 °C), то t\prime равно 20 при одном, 15 °C при двух контактных проводах;

если \overline{t_{\text{г}}}>\overline{t_{\text{н}}} , то t\prime соответственно равно 25 и 20 °C.

Здесь t_{\text{н}} — средняя нормативная температура воздуха

\overline{t_{\text{н}}} = (t_{max} + t_{\text{н}min})/2 . (2.14)

Монтажные нагрузки

2.51. Конструкции контактной сети (опоры, консоли, жесткие поперечины, кронштейны фиксаторов) следует проверять расчетом на действие монтажных нагрузок, возникающих при погрузке, разгрузке и перевозке, выполняемым, в соответствии с требованиями «Норм по производству и приемке строительных и монтажных работ при электрификации железных дорог», СТН ЦЭ 12, а также при монтаже как самих конструкций, так и располагаемых на них элементов контактной сети (проводов и др.).

2.52. При расчете конструкций на воздействие нагрузок, возникающих при погрузочно-разгрузочных работах и перевозке, должны быть рассмотрены схемы строповки и погрузки, вызывающие наибольшие усилия в конструктивных элементах.

Если возникающие при этом монтажные нагрузки приводят к необходимости увеличения сечений конструкции, то в проекте должны быть предусмотрены более рациональные схемы строповки и погрузки, по которым и определяют затем значения монтажных нагрузок.

Монтажные нагрузки при погрузке, разгрузке и перевозке конструкций следует определять с учетом коэффициентов, учитывающих динамические воздействия

     при подъеме кранами                                     1,25
     при перевозке транспортом                               1,60.

При проектировании типовых конструкций следует принимать коэффициент надежности по монтажной нагрузке равным 1,6.

2.53. Опоры и жесткие поперечины, перевозимые или складируемые в несколько рядов, нужно проверять расчетом на действие нагрузок от вышележащих конструкций на нижний ряд.

2.54. Опорные и поддерживающие конструкции необходимо проверять на нагрузки, возникающие при монтаже цепных подвесок и одиночных проводов, подвешиваемых со стороны поля. При этом полученные усилия необходимо умножать на коэффициент k_{\text{д}} = 1,25, учитывающий динамическое воздействие нагрузки. Если методы монтажа отличаются от приведенных в СТН ЦЭ 12, то величины этих нагрузок следует определять в зависимости от методов монтажа. Если намечаемый метод монтажа создает нагрузки, недопустимые для типовых конструкций, то должны быть внесены изменения в метод монтажа или в конструкцию.

2.55. Горизонтальные и наклонные элементы решетки металлических опор и жестких поперечин при угле наклона 30° и менее, а также консоли и кронштейны фиксаторов проверяют расчетом на вес монтера, равный 1000 Н. При этом следует принимать следующие климатические условия: скорость ветра 10 м/с, температура воздуха минус 15 °C.

2.56. Анкерные опоры и их оттяжки следует рассчитывать на усилия вдоль пути от анкеруемых проводов. Для определения расчетной нагрузки величину нормативного натяжения в проводах в основных сочетаниях следует увеличивать на коэффициент надежности, равный 1,15.

Нагрузки при обрыве проводов

2.57. Определение нагрузок аварийного режима на консольные опоры контактной сети следует производить для случая обрыва несущего троса цепных контактных подвесок.

Нагрузки при обрыве проводов на опорах питающих линий определяют исходя из условий обрыва одного из проводов, подвешенных на опоре, дающего наибольший изгибающий или крутящий момент на опору. Продольную (вдоль линии) силу, приложенную в точке крепления провода при его обрыве, принимают равной 0,5 наибольшего натяжения провода, подвешенного на металлической опоре, и 0,3 наибольшего натяжения провода при его подвеске на железобетонной опоре. Нагрузки на концевые, угловые и анкерные опоры при обрыве проводов питающих и отсасывающих линий определяют по Правилам устройства электроустановок (ПУЭ). При этом нагрузки определяют из условий обрыва проводов одной линии, дающих наибольший изгибающий или крутящий момент на опору.

2.58. Расчетную схему для определения усилий, действующих на консольные опоры контактной сети при обрыве проводов цепной подвески, следует принимать по рис. 2.7.

Рис. 2.7. Схема действия сил на опору при обрыве несущего троса

На конце консоли приложена вертикальная нагрузка Q_{\text{д}} , Н,

Q_{\text{д}} = k_{\text{д}}Q_{\text{с}} , (2.15)

где k_{\text{д}} = 1,9 — динамический коэффициент;

Q_{\text{с}} — вес цепной контактной подвески, зависящий от типа применяемых проводов и длины пролета, Н.

Консоль (рис. 2.8) развернута на угол \beta_{\text{к}} к линии, перпендикулярной оси пути таким образом, что точка закрепления троса передвинута вдоль пути на величину h_{\text{п}} , равную конструктивной высоте цепной контактной подвески. Угол \beta_{\text{к}} определяют из условия

sin\beta_{\text{к}} = h_{\text{п}}/a_{\text{т}} .

Рис. 2.8. Расположение консоли (в плане) при действии максимальных сил, возникающих при обрыве проводов

Изгибающий момент M_{\text{д}} создается вертикальной силой, приложенной на конце консоли

M_{\text{д}} = a_{\text{т}}Q_{\text{д}} + a_{1}Q_{\text{к}} + a_{\text{т}}Q_{\text{и}} , (2.16)

где a_{\text{т}} — расстояние от оси опоры до точки крепления несущего троса, м;

a_{1} — расстояние от оси опоры до центра тяжести консоли, м;

Q_{\text{к}} — вес консоли, Н;

Q_{\text{и}} — вес изолятора, Н.

Очертание эпюры изгибающих моментов соответствует приведенному на рис. 2.7. Работа опоры, имеющей разные значения моментов инерции сечения вдоль оси пути и перпендикулярно к ней, соответствует косому изгибу.

Составляющие изгибающего момента вдоль оси пути M_{\text{в}} и перпендикулярно к оси пути M_{\text{п}} следует вычислять по формулам:

M_{\text{в}} = M_{\text{д}}sin\beta_{\text{к}} ; (2.17)

M_{\text{п}} = M_{\text{д}}cos\beta_{\text{к}} , (2.18)

где M_{\text{д}} — изгибающий момент в плоскости действия равнодействующей силы.

2.59. Нагрузку на конструкции контактной сети при обрыве несущего троса определяют для заданного типа контактной подвески, района по гололеду и длин пролетов. Для определения вертикальных сил, действующих при обрыве, следует принимать толщину стенки гололеда, равную 0,5 максимальной расчетной для данного района.

2.60. Расчет нагрузок на ригель жесткой поперечины в аварийном режиме следует выполнять для случая обрыва несущего троса в середине пролета контактной подвески одного из главных путей, дающего наиболее невыгодные сочетания и наибольшие величины действующих сил.

При расчете в аварийном режиме продольной нагрузки на опорные узлы поперечины следует рассматривать случай обрыва той контактной подвески, при котором величина нагрузки имеет максимальное значение.

Вертикальную нагрузку, действующую при обрыве проводов на жесткую поперечину, следует определять по формуле (2.15).

При расчете жесткой поперечины на вертикальную нагрузку от обрыва проводов действие продольной силы не учитывают.

При подвешивании контактной подвески на консольных стойках место приложения вертикальной нагрузки следует определять с учетом поворота консоли на угол \beta_{\text{к}} (см. п. 2.58).

2.61. Нагрузку вдоль пути на анкерные опоры при обрыве проводов следует определять по максимальной величине их натяжения с учетом коэффициента 1,15, обусловленного динамическим воздействием нагрузки при обрыве контактного провода или несущего троса.

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

2.63. Продольную нагрузку на жесткие поперечины P_{\text{ож}} , Н, от обрыва несущего троса следует принимать в зависимости от веса контактной подвески с учетом гололедного отложения на проводах Q_{\text{п}} , кН, величины натяжения троса T и длины узла подвешивания троса на ригеле \lambda , по выражению:

P_{\text{ож}} = P_{\text{о}}'_{\text{ж}}\text{к}_{\text{т}}\text{к}_{\lambda} , (2.19)

где

P_{\text{о}}'_{\text{ж}} = P_{1} + \text{к}_{n}Q_{\text{п}} , (2.20)

P_{1} = 0,3 кН;

\text{к}_{n} — коэффициент, учитывающий вес контактной подвески и равный 0,4;

\text{к}_{\text{т}} — коэффициент, учитывающий величину натяжения T несущего троса (рис. 2.9);

\text{к}_{\lambda} — коэффициент, учитывающий длину узла подвешивания \lambda несущего троса на ригеле жесткой поперечины (рис. 2.10).

Рис. 2.9. Коэффициент, учитывающий величину натяжения несущего троса

Рис. 2.10. Коэффициент, учитывающий длину узла подвешивания несущего троса на ригеле жесткой поперечины

При подвешивании контактной подвески на консольных стойках или несущего троса компенсированной подвески на роликах расчет жесткой поперечины в аварийном режиме на продольную нагрузку не производят.

2.64. При расчете жесткой поперечины на продольную нагрузку от обрыва несущего троса вертикальную составляющую нагрузки Q_{\text{п}} принимают равной весу подвески с учетом гололедного отложения на проводах.

2.65. Реакция необорванных несущих тросов контактных подвесок соседних путей включает статическую и динамическую составляющие. Статическую составляющую реакции тросов следует определять по пп. 5.52 - 5.54 Норм.

Суммарная величина реакции тросов равна значению статической составляющей, умноженному на коэффициент динамичности, равный 1,5.

2.66. При проектировании типовых конструкций контактной сети нагрузки при обрыве проводов следует принимать для наиболее тяжелых расчетных условий максимальной длины пролета, наиболее тяжелого типа контактной подвески и наибольшего веса отложения гололеда на проводах.

Рекомендуемые при проектировании типовых конструкций величины нагрузок приведены в таблицах 2.9 и 2.10.

Таблица 2.9

Таблица 2.10

Примечания. 1. В таблицах приведена максимальная возможная в заданном ветровом районе унифицированная длина пролета, при которой определено усилие от обрыва.

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

3. Натяжение несущих тросов равно 20 кН.

2.67. Расчет консольных опор контактной сети на особые сочетания нагрузок, появляющихся в результате обрыва проводов, следует производить только по первому предельному состоянию (по несущей способности).

2.68. Расчетное сопротивление стали для расчета конструкций контактной сети по несущей способности на нагрузки от обрыва проводов следует принимать при учете гололеда — равным нормативному, а без гололедных отложений — 95% от нормативного. При расчете железобетонных опор расчетное сопротивление стали может быть повышено на 10%, а бетона — на 25%.

2.69. При проектировании консолей необходимо производить проверочный расчет на нагрузки от обрыва проводов. Вертикальную силу, приложенную на конце консоли, следует определять в соответствии с п. 2.58 Норм.

Сейсмические воздействия

2.70. В районах с сейсмичностью 8 — 9 баллов фундаменты, опоры и соединенные с ними жестким (не шарнирным) узлом жесткие поперечины или другие конструкции контактной сети следует рассчитывать с учетом сейсмических воздействий, принимаемых в соответствии с указаниями СНиП II-7 и Норм. Конструкции, имеющие шарнирное соединение с опорой (консоли, фиксаторы), рассчитывают без учета сейсмических воздействий.

2.71. Расчеты воздушных линий (ВЛ) электропередачи и контактной сети на сейсмические воздействия необходимо осуществлять для двух расчетных условий:

а) сейсмические волны распространяются перпендикулярно направлению контактной сети или ВЛ, при этих расчетных условиях следует делать проверку опор контактной сети по прочности и по деформациям, а опор ВЛ — по деформациям и прочности с учетом дополнительного момента от влияния массы проводов, получающегося в результате наклона опор, инерционные силы от массы проводов в этом расчетном режиме не учитывают;

б) направление сейсмических волн совпадает с направлением контактной сети или ВЛ электропередачи, в этом случае необходимо определять деформации опор на уровне подвешивания проводов, затем по разности деформаций опор определить изменение натяжения проводов за счет изменения длины пролета некомпенсированных проводов (начиная от анкерной опоры) и по величине изменения натяжения проводов определять продольную силу, действующую в точке крепления проводов к изоляторам, после этого делать проверку прочности изоляторов (опорных, штыревых) и опор.

Для проводов контактной сети как на перегонах, так и на станциях в районах с сейсмичностью 8 — 9 баллов рекомендуется компенсированная анкеровка, снижающая сейсмические воздействия на изоляторы и опоры при их направлении вдоль пути, не рекомендуется применение опорных изоляторов.

2.72. Для снижения усилий от сейсмических воздействий на кронштейны и опоры вдоль пути от некомпенсированных проводов необходимо предусматривать специальные конструктивные мероприятия.

2.73. В расчетах на сейсмостойкость опору контактной сети или ВЛ электропередачи следует считать как систему с n степенями свободы с массой, сосредоточенной в n точках, соответствующих центрам масс элементов, на которые разделена опора, причем стойки длиной до 15,6 м следует рассчитывать при n = 5, при расчете стоек длиной до 21 м принимать n = 7, а длиной более 21 м — n = 10.

Расчетные изгибающие моменты от действия сейсмических сил для системы с n степенями свободы следует определять не менее чем для трех форм колебаний.

Расчетные сопротивления стали и бетона при расчете конструкций на сейсмические воздействия принимать в соответствии с п. 2.68.

2.74. Для опор контактной сети, ВЛ электропередачи коэффициент динамичности \beta_{i} = 1/T_{i} при определении сейсмических сил следует увеличивать согласно СНиП II-7 в 1,5 раза и принимать равным \beta_{i} = 1,5/T_{i} , где T_{i} — период собственных колебаний опоры.

Методика расчета опорных конструкций контактной сети на сейсмические воздействия приведена в Приложении 5.

Нагрузки при падении опоры

2.75. Расчет опор на особую нагрузку от падения соседней опоры следует производить для кривых участков пути при привязке типовых конструкций железобетонных опор.

Расчет выполняют при проектировании контактной сети вновь электрифицируемых ж.д. участков и при замене опор на действующих электрифицированных линиях.

2.76. При определении нагрузок, воздействующих на данную опору при падении соседней, должны быть учтены параметры контактной подвески и других линий, подвешенных на опорах, радиус кривой, давление ветра в заданных условиях в соответствии с разделом 2.

Падение опоры в аварийном режиме следует рассматривать с учетом динамики в плоскости, перпендикулярной оси пути в сторону центра кривой.

2.77. Суммарный изгибающий момент, действующий на опору, определяют сложением (с учетом знака) составляющих расчетного момента от всех постоянных и кратковременных нагрузок и дополнительных от падения соседней опоры. Нагрузки определяют для принятого расчетного режима.

2.78. Величину дополнительной составляющей изгибающего момента в основании стойки, обусловленную падением соседней опоры с учетом динамики ее падения, можно принимать по таблицам Приложения 6 для типовых конструкций контактной сети.

2.79. Выбор типовых конструкций опор и при необходимости корректировку принятых длин пролетов следует производить путем сравнения суммарного изгибающего момента с разрушающим значением момента типовой конструкции, определяемого умножением изгибающего момента, выдерживаемого сечением по прочности (см. таблицу расчетных данных соответствующего проекта ж.б. опор), на коэффициент 1,6.

При оценке прочности эксплуатируемых опор контактной сети их разрушающее значение изгибающего момента следует принимать с учетом снижения прочностных характеристик в процессе эксплуатации.

Сочетания нагрузок

2.80. Сочетания нагрузок для расчета конструкций контактной сети принимают в соответствии с пп. 2.1 - 2.5 Норм.

2.81. При расчете конструкций контактной сети на основные сочетания, включающие одну кратковременную нагрузку, величину последней следует учитывать без снижения, а при расчете на те же сочетания, но при двух и более кратковременных нагрузках, расчетные величины этих нагрузок следует умножать на коэффициент сочетаний 0,9.

При расчете конструкций контактной сети на особые сочетания расчетные величины кратковременных нагрузок следует умножать на коэффициент сочетаний 0,8, кроме случаев, оговоренных в нормах проектирования зданий и сооружений в сейсмических районах.

2.82 При учете сочетаний нагрузок за одну кратковременную нагрузку следует принимать:

ветровую нагрузку и температурные воздействия в соответствии с п. 2.24;

гололедно-ветровую нагрузку и температурные воздействия в соответствии с пп. 2.33, 2.37.

3. ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНТАКТНЫХ ПОДВЕСОК И ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ

3.1. При определении наибольшего допускаемого по прочности натяжения проводов и тросов следует учитывать статистические характеристики прочности проводов и действующих в данном районе климатических нагрузок, срок службы проводов и снижение их прочности в эксплуатации, динамический характер нагрузок, возникающих при колебании проводов, возможное отклонение натяжения провода при его монтаже.

3.2. Напряжения в проводе за весь срок службы его не должны превышать величины предела упругости материала провода.

3.3. Максимальное натяжение проводов воздушных линий и несущих тросов полукомпенсированных цепных контактных подвесок может быть достигнуто в одном из следующих расчетных режимов:

минимальная температура воздуха при отсутствии добавочных нагрузок,

наибольшая гололедная нагрузка при одновременном воздействии давления ветра,

наибольшая ветровая нагрузка.

3.4. Наибольшее допускаемое по прочности значение натяжения проводов воздушных линий и несущих тросов контактных подвесок определяют в зависимости от расчетного режима и марки провода по выражению:

H_{\text{доп}} = R/\text{к}_{\text{з}} , (3.1)

где R — величина разрушающей нагрузки при растяжении проводов, принимаемая по государственным стандартам или заводским сертификатам;

\text{к}_{\text{з}} — коэффициент запаса прочности, принимаемый по табл. 3.1.

Таблица 3.1

Примечание. Для несущих тросов компенсированных контактных подвесок величину \text{к}_{\text{з}} следует принимать равной для троса марки ПБСМ — 2,8; ПБСА — 3,0; М — 2,2.

Величину наибольшего допускаемого натяжения проводов и несущих тросов H_{\text{доп}} , кН (кгс), следует принимать по табл. 3.2.

3.13 Наименьшее за время эксплуатации провода значение разрушающей нагрузки

3.16. В условиях экстремальных температур воздуха в пределах анкерного участка контактной подвески отклонение натяжения контактного провода (проводов) \Delta T не должно превышать +/- 15% номинального натяжения T_{\text{н}} , создаваемого компенсаторами ( \delta = \Delta T/T_{\text{н}} = \pm 0,15 ).

В компенсированных цепных подвесках кроме этого отклонения натяжения несущего троса не должны быть менее +/- 10% номинального значения ( \delta = +/- 0,10).

T_{0} — допускаемое значение натяжения компенсированного провода у средней анкеровки.

Углы \alpha_{1i} , \alpha_{2i} определяются длиной пролета, планом (кривизной) оси пути и зигзагами (выносами) проводов, а величины \beta_{i} , h_{\text{с}i} , u_{\text{с}i} находят по формулам:

где d_{i} — горизонтальная проекция дополнительного фиксатора (консоли), считая от точки крепления на проводе (тросе) до оси шарнирного крепления на основном фиксаторе (на опоре);

h_{\text{к}} — конструктивная высота подвески;

F_{0i} — стрела провеса несущего троса в i-м пролете при среднегодовой температуре воздуха;

\alpha — температурный коэффициент линейного расширения материала провода, 1/град;

\Delta t — отклонение температуры воздуха от среднегодового значения;

EF — продольная жесткость провода;

u_{i} — продольное перемещение провода в i-м опорном узле.

Коэффициент \epsilon_{fi} , учитывающий относительные упругие деформации провода, вызванные изменением стрелы провеса провода от f_{0} при среднегодовой температуре до значения f_{t} при данной температуре, определяют по формуле:

\epsilon_{fi} = \frac{8}{3} \frac{f_{t}^{2} - f_{0}^{2}}{l_{i}^{2}} .

Для несущего троса компенсированной цепной подвески величиной \epsilon_{fi} можно пренебречь.

Для контактного провода полукомпенсированной подвески расчет по рекуррентным формулам (3.10) и (3.11) следует выполнять до тех пор, пока натяжение провода не приблизится к номинальному значению у компенсатора. При этом полученное число пролетов определяет допускаемую в данных условиях длину половины анкерного участка.

В компенсированной подвеске определение половины длины анкерного участка производят аналогично. При этом для несущего троса в формулах (3.10) можно принять T_{\text{с}i} = T_{i} и не определять величины h_{\text{с}i} .

4. ЗАЩИТА КОНСТРУКЦИЙ КОНТАКТНОЙ СЕТИ ОТ КОРРОЗИИ

4.1. Защиту конструкций контактной сети от коррозии следует проектировать с учетом степени агрессивности окружающей среды, воздействий токов утечки с тяговых рельсов на участках постоянного тока.

4.2. Степень агрессивности среды следует определять в соответствии с указаниями и рекомендациями СНиП 2.03.11 и методическими рекомендациями по оценке агрессивности окружающей среды, разработанными ПГУ ПС.

При оценке степени агрессивности воздушной среды следует учитывать влияние поднимаемых в воздух с подвижного состава солей, пыли, удобрений и принимать ее не ниже среднеагрессивной.

4.3. При проектировании железобетонных опор и фундаментов их коррозионную стойкость в агрессивной среде следует обеспечивать преимущественно применением коррозионно-стойких материалов, снижением проницаемости бетона, заданием необходимой категории трещиностойкости, ширины раскрытия трещин и толщиной защитного слоя бетона.

4.4. Для предварительно напряженных железобетонных опор контактной сети, армированных арматурой класса Вр-II, Ат-IV или Ат-V, предназначенных для эксплуатации в условиях неагрессивной, слабоагрессивной и среднеагрессивной среды, следует устанавливать 2-ю категорию требований по трещиностойкости.

Предварительно напряженные железобетонные опоры, предназначенные для эксплуатации в условиях сильноагрессивной среды, должны удовлетворять 1-й категории требований по трещиностойкости.

4.5. Железобетонные фундаменты, армированные арматурой класса А-III, предназначенные для эксплуатации в средне- и сильноагрессивных средах, должны удовлетворять 3-й категории требований по трещиностойкости. Ширина непродолжительного раскрытия трещин при среднеагрессивной среде должна составлять не более 0,2 мм и продолжительного раскрытия — не более 0,15 мм. При сильноагрессивной среде ширина непродолжительного раскрытия трещин должна составлять не более 0,15 мм, ширина продолжительного раскрытия трещин — не более 0,1 мм.

4.6. Показатели проницаемости бетона и толщины защитного слоя предварительно-напряженных опор и фундаментов из обычного железобетона следует принимать:

• для предварительно-напряженных опор марка бетона по водонепроницаемости не ниже W8;
• для фундаментов из обычного железобетона — марка бетона по водонепроницаемости не ниже W6.

Толщина защитного слоя бетона до рабочей арматуры должна составлять:

• для предварительно-напряженных опор — не менее 20 мм;
• для фундаментов — не менее 25 мм.

4.7. При изготовлении железобетонных опор и фундаментов не допускается применение бетонов с добавками, понижающими электросопротивление бетона, в том числе ингибирующими коррозию стали. Не допускается вводить в бетон добавки хлористых солей, нитратов и нитритов.

4.8. Для защиты от коррозии в опорах и фундаментах следует предусмотреть установку изолирующих деталей, обеспечивающих электрическое сопротивление конструкции не менее 10 кОм. При невозможности обеспечить эту норму следует предусматривать установку в цепи заземления защитных участков.

4.9. Фундаментная часть железобетонных опор и фундамент должны иметь гидроизоляционное покрытие, наносимое на заводах-изготовителях. В качестве материала покрытия должна использоваться, преимущественно, композиция на основе эпоксидно-каменноугольных смол, наносимая в соответствии с «Рекомендациями по защите от коррозии мостов и фундаментов опор контактной сети».

Покрытие на фундаментной части опор и фундаментах необходимо предусматривать независимо от степени агрессивности грунта и грунтовых вод.

Разрешается применение других материалов для гидроизоляции в соответствии со СНиП 2.03.11.

4.10. Защиту металлических конструкций контактной сети, а также металлических деталей железобетонных опор следует осуществлять применением атмосферостойких сталей, выполнением конструктивных требований и нанесением на поверхность конструкций металлизационных, лакокрасочных или комбинированных покрытий.

Толщину покрытий определяют в зависимости от степени агрессивности среды и срока службы конструкций не менее 50 лет.

4.11. Все металлические конструкции и их соединения должны быть доступны для наблюдения, очистки и нанесения защитных покрытий, а также не должны задерживать влагу.

Замкнутые профили и соединения должны быть герметизированы. При этом защиту от коррозии внутренних поверхностей допускается не производить.

4.12. В качестве металлизационных покрытий следует использовать преимущественно горячее цинкование. Толщина цинкового покрытия должна составлять 100 — 150 мкм. Толщину покрытий определяют в зависимости от степени агрессивности среды и срока службы конструкций не менее 50 лет. Оцинкование осуществляют в соответствии с требованиями ГОСТ 9.307.

4.13. Комбинированное металлизационно-лакокрасочное покрытие выполняют путем электродугового напыления алюминия с последующей пропиткой слоя алюминия полимерными составами и окраской лакокрасочными материалами.

4.14. Нанесение металлизационного покрытия осуществляют в соответствии с требованиями ГОСТ 9.304, а подбор лакокрасочных материалов для последующей окраски и технология окраски — в соответствии с «Инструкцией по антикоррозионной защите металлических конструкций контактной сети металлизационно-полимерными покрытиями», утвержденной ЦЭ МПС 31.07.1997.

4.15. В качестве лакокрасочных покрытий рекомендуется использовать преимущественно цинкосодержащие композиции ЦВЭС по ТУ 494КА064-04-93, ЦИНОЛ по ТУ 0165-12-95 и ЦИНОТАН по ТУ 2313-017-12288779-99. Подготовку поверхности конструкций под покрытие производят в соответствии с ГОСТ 9.402. Степень очистки конструкции от оксидов должна быть первой.

4.16. Крепежные изделия (болты, шпильки, шайбы, гайки) защищают от коррозии путем горячего цинкования. Толщина покрытия должна составлять не менее 40 мкм.

Болты, гайки М12 и ниже должны быть изготовлены из атмосферостойкой легированной стали. Резьба оцинкованных болтов должна быть покрыта смазкой.

4.17. Монтажные соединения ригелей жестких поперечин, защитное покрытие которых выполнено методом горячего цинкования или газотермического напыления, должны быть выполнены на болтах с применением оцинкованных накладок и крепежных изделий.

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

Материалы для металлических конструкций контактной сети

<*> Кроме круглой стали.

Группа 4. Конструкции ВЛ до 1 кВ, вспомогательные конструкции и элементы (сварные, штампованные, гнутые); кронштейны для светильников и прожекторов, оснастка молниеотводов, детали ограничителей, анкеровочные устройства, заградительные щиты, детали заземления и т.п.

и — кроме района II_{4} для неотапливаемых зданий и конструкций, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха.

Знак «+» означает, что данную сталь следует применять, знак «-» означает, что данную сталь в указанном климатическом районе применять не следует.

Примечания. 1. В таблицах 5.1 - 5.3 классам стали по ГОСТ 27772 соответствуют марки по ГОСТ 380, ГОСТ 535, ГОСТ 19281, приведенные в таблицах 5.1 - 5.3.

2. Требования настоящих таблиц распространяются на листовой прокат толщиной от 2 мм и фасонный прокат толщиной от 4 мм по ГОСТ 27772, сортовой прокат (круг, квадрат, полоса) применять по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380 и ГОСТ 19281. Указанные категории стали относятся к прокату толщиной не менее 5 мм. При толщине менее 5 мм приведенные в таблицах 5.1 - 5.3 стали применяются без требований по ударной вязкости.

3. Климатические районы строительства устанавливаются в соответствии с ГОСТ 16350. Указанные в головке таблиц в скобках расчетные температуры соответствуют температуре наружного воздуха соответствующего района, за которую принимается средняя температура наиболее холодной пятидневки с обеспеченностью 0,92 согласно указаниям СНиП 2.01.01.

4. При соответствующем технико-экономическом обосновании стали С345, С375 могут заказываться как стали повышенной коррозионной стойкости (с медью) — С345Д, С375Д.

5. Применение термоупрочненного с прокатного нагрева фасонного проката из стали С345Т и С375Т, поставляемого по ГОСТ 27772 как сталь С345 и С375, не допускается в конструкциях, которые при изготовлении подвергаются металлизации или пластическим деформациям при температуре выше 700 °C.

6. К сортовому прокату (круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380, ГОСТ 535 и ГОСТ 19281 предъявляются такие же требования, как к фасонному прокату такой же толщины по ГОСТ 27772. Соответствие марок сталей по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380 и ГОСТ 19281 сталям по ГОСТ 27772 следует определять по табл. 51, б, главы СНиП II-23 или табл. 5.4.

Таблица 5.4

5.2. Для болтовых соединений конструкций контактной сети, а также для фундаментных болтов следует применять стальные болты и гайки в соответствии с требованиями СНиП II-23 (табл. 57*) с учетом того, что конструкции контактной сети не рассчитываются на выносливость.

5.3 Материал для валиков надлежит применять по ГОСТ 535:

при расчетной температуре минус 30 °C и выше — из углеродистой стали С235,

при расчетной температуре минус 40 °C и выше — из углеродистой стали С255,

при расчетной температуре минус 65 °C и выше — из углеродистой стали или из низколегированной стали С345.

5.4. Приведенные выше понятия «штампованные или гнутые» относятся только к холодной штамповке или гнутью (без нагрева).

5.5. Все металлические несущие конструкции контактной сети при изготовлении необходимо маркировать. Маркировочные знаки наносятся до нанесения защитного покрытия штампом с высотой букв и цифр не менее 10 мм. После нанесения защитного покрытия они должны четко просматриваться и оставаться стойкими и прочными в течение всего срока эксплуатации и хранения изделия. Дополнительные маркировочные данные наносят в доступном месте для обзора и прочтения при приемо-сдаточном контроле. На каждую отгружаемую с завода партию конструкций и деталей должен быть сертификат с указанием марки стали, года изготовления, завода-изготовителя.

5.6. Применение алюминиевых сплавов для конструкций контактной сети допускается при технико-экономическом обосновании его целесообразности.

Рекомендуется использовать сплавы АМг6М, АМг61М, АД33Т1 в соответствии с требованиями СНиП 2.03.06.

5.7. Алюминиевые сплавы марок, не указанных в п. 5.6, применяют по отдельному разрешению организации, утверждающей проект.

5.8. Материалы для заклепок, болтов, отливок из литейных алюминиевых сплавов, а также для электродов и присадочного материала следует применять в соответствии с указаниями пп. 2.6 - 2.9 СНиП 2.03.06.

Расчетные характеристики материалов и соединений

5.9. Физические характеристики стали (модули упругости, коэффициенты поперечной деформации, коэффициент линейного расширения, объемный вес) принимают согласно указаниям табл. 63 приложения 3 СНиП II-23.

5.10. Расчетные характеристики материалов и соединений при проектировании стальных конструкций контактной сети принимают согласно указаниям главы 3 СНиП II-23.

Расчетные сопротивления стали принимают согласно указаниям пп. 3.1, 3.2 и табл. 1 и 2 СНиП II-23.

5.11. Расчетные сопротивления (усилия) при растяжении стального каната принимают равными значению разрывного усилия каната в целом, установленному государственными стандартами или заводскими сертификатами, деленному на коэффициент надежности по материалу 1,6 и умноженному на коэффициент условий работы элемента конструкций, принимаемый по табл. 5.5.

Таблица 5.5

5.12. Для конструктивных элементов, не перечисленных в табл. 5.5, коэффициент условий работы принимают \gamma_{\text{с}} = 1.

5.13. Расчетные сопротивления сварных соединений следует принимать по табл. 56 СНиП II-23. Расчетные сопротивления сварных соединений, выполняемых при монтаже, должны быть дополнительно понижены путем умножения на коэффициент, равный 0,8 (см. табл. 5.5).

5.14. Расчетные сопротивления болтовых соединений следует принимать по табл. 58* - 61* СНиП II-23.

5.15. Расчетные сопротивления стали в конструкциях контактной сети понижают умножением на коэффициенты условий работы, принимаемые по табл. 5.5.

5.16. Расчетные сопротивления деформируемых алюминиевых сплавов, отливок, сварных, заклепочных и болтовых соединений для расчетных температур наружного воздуха в интервале от 50 до 65 °C следует принимать согласно указаниям СНиП 2.03.06.

5.17. При расчете элементов и соединений конструкций алюминиевых сплавов расчетные сопротивления следует умножать на коэффициенты условий работы, принимаемые согласно указаниям СНиП 2.03.06.

Для сжато-изогнутых элементов консолей и фиксаторов при \lambda \geq 200 коэффициент условий работы следует принимать \gamma_{\text{с}} = 0,8.

5.18 Расчетные параметры стержневых изоляторов принимают при испытании не ниже следующих значений:

разрушающая нагрузка при растяжении

подвесных - 70 кН,

консольных, фиксаторных, натяжных в фиксирующих тросах (кроме первых от опор) - 100 кН,

разрушающий изгибающий момент консольных и фиксаторных изоляторов - 3,5 кН м.

Примечание. При изменении геометрических размеров и технологии изготовления стержневых изоляторов расчетные сопротивления для них необходимо определять дополнительно.

Проектирование металлических опорных конструкций

5.19. Расчет металлических конструкций контактной сети выполняют в соответствии с требованиями СНиП II-23 и дополнительными указаниями Норм.

Расчет стальных стержневых конструкций контактной сети выполняют по методу конечных элементов (МКЭ) в соответствии с методикой, приведенной в Приложении 13.

5.20. Типовые консольные опоры контактной сети рассчитывают на нагрузки, соответствующие огибающим эпюрам изгибающих моментов и поперечных сил, приведенным для железобетонных опор в гл. 6 Норм. Кроме этого, должна быть произведена проверка на действие нагрузок, возникающих при обрыве проводов.

Расчет нетиповых (индивидуальных) металлических опор следует производить на нагрузки, определяемые в проектах конкретными условиями.

5.21. Типовые металлические станционные опоры гибких поперечин и фундаменты для них рассчитывают по эпюрам изгибающих моментов, поперечных (перерезывающих) и продольных (вертикальных) сил.

Расчетные нагрузки для проектирования типовых металлических опор гибких поперечин определяют путем умножения значений нормативных нагрузок на обобщенный коэффициент надежности по нагрузке n_{\text{об}} = 1,15.

При подборе опор гибких поперечин определяющим является режим гололеда с ветром или режим максимального ветра. При небольшой длине перекрываемого пролета (до 30 м) определяющим может быть режим максимального ветра. Проверяют сечение опоры на уровне обреза фундамента.

Расчет опор гибких поперечин в направлении, перпендикулярном оси пути, производят на действие внешних сил натяжения поперечного несущего троса, приложенных к вершине опоры, и от натяжений верхнего и нижнего фиксирующего тросов, приложенных соответственно на высоте 10 и 7,5 м от уровня обреза фундамента, а также от давления ветра на опору.

Горизонтальную силу от натяжения поперечного несущего троса принимают равной частному от деления максимального изгибающего момента от вертикальных сил (считая трос как балку на двух опорах) на стрелу провеса троса в этом сечении, вертикальную составляющую натяжения троса в этом сечении определяют как для балки на двух шарнирных опорах.

5.22 Промежуточные опоры гибких поперечин необходимо проверять расчетом на следующие нагрузки:

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

5.23. Металлические конструкции опорных и поддерживающих устройств нужно проверять на действие монтажных нагрузок.

5.24. Расчет центрально-сжатых и центрально-растянутых элементов, а также расчет сварных соединений стальных конструкций опорных и поддерживающих устройств осуществляют согласно указаниям СНиП II-23.

5.25. Расчет элементов металлических опор, на которые действуют нагрузки (изгибающие моменты) перпендикулярно и вдоль оси пути, для анкерных самонесущих опор или для промежуточных опор при обрыве проводов выполняют на усилия, получаемые суммированием воздействия от моментов, действующих в двух взаимно перпендикулярных плоскостях.

5.26. Пространственную решетчатую конструкцию металлической опоры следует рассматривать как консольный стержень.

При действии на опору несимметричной нагрузки усилия в элементах складываются из усилий от изгиба и кручения. Изгибающая сила распределяется между плоскими вертикальными фермами.

5.27. Усилия, возникающие при кручении в элементах призматических стержней квадратного и прямоугольного сечений, определяют по табл. 5.7, где приняты следующие обозначения:

K_{1} = \frac{d}{2a^{2}} ; K_{2} = \frac{1}{2a} ; K_{3} = \frac{h}{2a^{2}} ; K_{4} = \frac{d_{a}}{a^{2} + b^{2}} \frac{b}{a} ; K_{5} = \frac{b}{a^{2} + b^{2}} ; K_{6} = \frac{d_{b}}{a^{2} + b^{2}} \frac{a}{b} ; K_{7} = \frac{a}{a^{2} + b^{2}} ; K = \frac{b^{2} - a^{2}}{ab(a^{2} + b^{2})} ; K_{0} = \frac{ah}{b(a^{2} + b^{2})} ;

l_{0} - расстояние от места приложения крутящего момента для рассматриваемого сечения;

Тип решетки	Размер боковой поверхности стержня	Усилия в элементах пространственных стержней сечением
		квадратным			прямоугольным
		раскосы	распорки	пояса	по стороне a		по стороне b		пояса
					раскосы	распорки	раскосы	распорки
Треугольная с совмещенными в смежных гранях узлами		+/- K1Mкр	0	0	+/- K1Mкр	0	+/- K6Mкр	0	+/- Kl0Mкр
То же, с несовмещенными в смежных гранях узлами		+/- K1Mкр	0	+/- K3Mкр	+/- K4Mкр	0	+/- K6Mкр	0	+/- (Kl0 + K0)Mкр
Раскосная		+/- K1Mкр	+/- K2Mкр	+/- K3Mкр	+/- K4Mкр	+/- K5Mкр	+/- K6Mкр	+/- K7Mкр	+/- (Kl0 + K0)Mкр
Полураскосная		+/- K1Mкр	+/- K2Mкр	0	+/- K4Mкр	+/- K5Mкр	+/- K5Mкр	+/- K7Mкр	+(Kl0 - h)Mкр

Крутящий момент в стержнях определяют в зависимости от их вида в соответствии с табл. 5.8.

Таблица 5.8		Вид стержня
Эскиз и эпюра момента	Крутящий момент	С одной опорой
	Mкр	С двумя опорами M_{1\text{кр}} = \frac{M_{\text{кр}}l_{2}}{l_{1} + l_{2}}

M_{2\text{кр}} = \frac{M_{\text{кр}}l_{1}}{l_{1} + l_{2}}

Перерезывающие силы в гранях при кручении стержней определяют по табл. 5.9.		Таблица 5.9
	Сечение стержня	Схема действующих усилий
Перерезывающая сила	Квадратное	Q = \frac{M_{\text{кр}}}{2a} Прямоугольное

5.30. Для составных центрально-сжатых стержней опор с поясами из равнобоких уголков, ветви которых соединены планками или решетками, коэффициент продольного изгиба \varphi относительно свободной оси, перпендикулярной плоскости планок и решеток, нужно определять по приведенной гибкости \lambda_{\text{ПР}} , вычисляемой в соответствии с указаниями СНиП II-23.

Гибкость отдельных ветвей \lambda_{\text{В}} на участке между планками должна быть не более 40. В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветвей на участках между узлами не должна превышать приведенную гибкость стержня в целом.

5.31. Предельные гибкости элементов опор и ригелей жестких поперечин должны соответствовать требованиям СНиП II-23.

5.32. Составные, внецентренно-сжатые сквозные стержни подлежат проверке как по общей устойчивости в соответствии с указаниями СНиП II-23, так и по устойчивости отдельных ветвей.

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

5.33. Проверку местной устойчивости пояса стойки с планками в панели с максимальным изгибающим моментом выполняют в соответствии с указаниями СНиП II-23, как для элементов сплошного сечения.

Максимальный изгибающий момент в ветви сквозного стержня с планками определяют:

5.34 Соединительные решетки следует рассчитывать, как решетки у ферм.

5.35. Соединение ветвей внецентренно-сжатого стержня с помощью планок не рекомендуется, если условная поперечная сила меньше реальной поперечной силы.

Соединительные элементы сквозных стержней в виде планок можно применять только при соединении их с поясами на сварке.

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

5.36. На участках постоянного тока металлические опоры должны быть изолированы от арматуры или анкерных болтов железобетонного фундамента, на участках переменного тока изолируют опоры, заземляемые присоединением к рельсу наглухо без искровых промежутков при двухниточных рельсовых цепях СЦБ.

5.37. Местные нагрузки на панели поясов металлических решетчатых конструкций учитывают по их фактической величине и направлению, считая панель, как трехпролетную балку, шарнирно-опертую в узлах, при этом пояса рассчитывают на действие продольной силы и местного изгибающего момента.

5.38. При расположении анкерных болтов с эксцентриситетом относительно осей поясов и при наличии опорной рамы, служащей для передачи усилий от анкерных болтов поясам, допускается пользоваться приближенным расчетом, в котором не учитывают дополнительные моменты в поясах от указанного эксцентриситета.

При расчете опорной рамы необходимо учитывать изгибающий момент, обусловленный наличием эксцентриситета e .

5.39. Схемы решетки, размеры поперечных сечений и сбег стальных опор по высоте выбирают на основе сравнения вариантов с учетом специфики условий эксплуатации.

5.40. Конструкции металлических опор должны учитывать условия крепления на них консолей, кронштейнов, поперечных несущих и фиксирующих тросов и т.п.

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

Проектирование жестких поперечин

5.41. Проектирование ригелей жестких поперечин следует выполнять в соответствии с требованиями СНиП II-23 и СНиП 3.03.01.

5.42. В зависимости от конструктивного выполнения и расчетной схемы жесткие поперечины могут быть балочного или рамного типов. В направлении, перпендикулярном к оси пути, жесткие поперечины балочного типа рассчитывают, как балки на двух шарнирных опорах, а поперечины рамного типа - как рамы. В направлении вдоль пути ригель в обеих схемах рассчитывают, как балку на двух шарнирных опорах с учетом реакции тросов контактных подвесок.

Рекомендуется применять преимущественно поперечины рамного типа.

Жесткие поперечины рамного типа не применяют в неустойчивых и пучинистых грунтах.

5.43. Жесткие поперечины рамного и балочного типов следует рассчитывать по несущей способности на действие расчетных нагрузок и по деформациям - на действие нормативных нагрузок.

5.44. Расчет прогибов ригелей жестких поперечин следует выполнять на нормативные постоянные и временные нагрузки, при этом величина вертикального прогиба должна быть не более 1/150 длины пролета ригеля. Строительный подъем ригеля, предусмотренный проектом, рекомендуется назначать равным прогибу от постоянной нагрузки.

5.45. Требуемую длину ригелей получают для балочных поперечин - уменьшением числа панелей в крайних блоках, для рамных поперечин - уменьшением длины крайних блоков на величину, кратную половине длины крайней панели, находящейся со стороны, примыкающей к стыкам блоков.

5.46. При проектировании металлических конструкций для каждой расчетной длины поперечины принимают 2 - 3 типа по несущей способности за счет изменения сечения поясных уголков.

В рабочих чертежах жестких поперечин необходимо приводить указания по подбору типоразмеров железобетонных опор и заделке их в грунте.

5.47. Расчеты жестких поперечин необходимо выполнять на следующие сочетания нагрузок, действующих в направлениях перпендикулярно и вдоль оси пути:

а) постоянные нагрузки в сочетании с наибольшей для данного района гололедной нагрузкой и соответствующим давлением ветра;

б) постоянные нагрузки в сочетании с воздействием наибольшего для данного района давления ветра;

в) постоянные нагрузки в сочетании с наибольшей для данного района снеговой нагрузкой, определяемой в соответствии с требованиями раздела 2 Норм;

г) постоянные нагрузки в сочетании с отложением гололеда, имеющим толщину стенки, равную половине от максимальной для данного района, и усилием, возникающим при обрыве несущего троса по одному главному пути.

5.48. Вертикальные нагрузки от веса контактной подвески с изоляторами и арматурой, гололеда на проводах и давления ветра на них принимают сосредоточенными в местах крепления подвесок к ригелю.

Нагрузки от собственного веса ригеля, гололеда или снега на нем и давления ветра на него принимают распределенными по длине ригеля.

Конструктивные требования

Проектирование консолей

5.68. Расчет консолей следует осуществлять на основные и особые сочетания нагрузок.

Размеры сечений стержней консоли следует определять по наиболее невыгодному сочетанию нагрузок.

Проверку расчетов на действие монтажных нагрузок и нагрузок, возникающих при обрыве проводов, нужно производить для всех консолей.

5.69. Расчет центрально-сжатых, центрально-растянутых и изгибаемых элементов, а также сжато-изогнутых элементов, имеющих гибкость менее 200, и расчет соединений стальных конструкций консолей производят в соответствии с указаниями СНиП II-23.

5.70. Расчет элементов консолей, имеющих гибкость более 200, подверженных действию осевой силы сжатия с изгибом, производят в соответствии с указаниями Норм.

5.71 В сжато-изогнутых элементах консолей допускаются следующие величины наибольших гибкостей:

подкос консоли \lambda \leq 350

сжатая тяга \lambda \leq 500

растянутая тяга без ограничений.

5.72. Проверку устойчивости сжатых и сжато-изогнутых стержней, имеющих гибкость более 200, производят путем определения коэффициента устойчивости

\frac{N}{A_{\text{н}}} \pm \frac{M_{y}}{I_{y}} z \pm \frac{M_{z}}{I_{z}} y \leq R \cdot \gamma , (5.11)

где N, M_{y} , M_{z} - расчетные значения продольного усилия (по оси стержня x-x) и изгибающих моментов относительно главных осей, соответственно, y-y, z-z в рассматриваемом сечении x;

A_{\text{н}} - площадь нетто поперечного сечения стержня;

I_{y} , I_{z} - главные моменты инерции сечения;

y, z - координаты рассматриваемой точки сечения относительно главных осей;

\gamma_{\text{с}} - коэффициент условий работы (для сжато-изогнутых стержней с гибкостью более 200 \gamma_{\text{с}} = 0,8);

R - расчетное сопротивление материала стержня.

5.74. Сжатые кронштейн и тягу консоли следует рассчитывать как сжато-изогнутые элементы, сжимаемые продольной силой и изгибаемые моментом от собственного веса и моментом от продольной силы, величина последнего изменяется по мере изменения прогиба. Кроме этого, необходимо учитывать влияние эксцентриситета приложения продольных сил, обусловленных конструкцией фиксатора и тяги. Сжатые (жесткие) тяги применяют в тех случаях, когда при невыгоднейшем сочетании нагрузок в тяге возникают сжимающие усилия любой величины или растягивающие усилия менее 0,5 кН.

5.75. При значениях коэффициента устойчивости 1,8 \leq n_{\text{у}} \leq 10 изгибающие моменты относительно главных осей сечения сжато-изогнутых стержней с гибкостью более 200 рекомендуется определять с учетом действия поперечных и продольных сил по формулам:

M_{y}(x) = M_{qy}(x) + M_{Py}(x) + M_{My}(x) ,

M_{z}(x) = M_{qz}(x) + M_{Pz}(x) + M_{Mz}(x) . (5.12)

Текущие значения компонент изгибающих моментов M_{qy} , M_{Py} , M_{My} и M_{qz} , M_{Pz} , M_{Mz} в сечении x стержня от соответствующих компонент распределенной q и сосредоточенной P поперечных сил и от внешнего сосредоточенного момента M с учетом действия продольной сжимающей силы N (рис. 5.3) определяют по формулам:

M_{q}(x) = \pm ql^{2}[\frac{cos[J(0,5 - \chi)]}{cos(0,5J)} - 1] ;

;

J = l \sqrt{\frac{N}{EI_{y}}} при q = q_{z} , P_{i} = P_{zi} , M_{i} = M_{yi} .

Рис. 5.3. Расчетная схема для определения изгибающих моментов и прогибов сжато-изогнутых стержней большой гибкости

5.76. Для сжато-изогнутых стержней, имеющих гибкость \lambda > 200 и коэффициент устойчивости n_{\text{у}} > 10, суммарный максимальный изгибающий момент, как правило, находят в тех же сечениях, в которых будет максимальный изгибающий момент от поперечных сил. Так, в неизолированных изогнутых консолях, а также в консолях с обратными фиксаторными стойками максимальный изгибающий момент находят в точке крепления тяги к кронштейну консоли, а в остальных случаях - в точке крепления фиксатора к кронштейну консоли.

Для сжато-изогнутых элементов, имеющих коэффициент устойчивости n_{\text{у}} > 10, построение эпюры суммарных изгибающих моментов для определения максимального момента необязательно.

5.77. При определении изгибающих моментов для составных стержней (металлический стержень с жестко соединенным с ним стержневым изолятором) нагрузка от массы изолятора может быть принята в виде сосредоточенной вертикальной силы, приложенной в центре тяжести изолятора.

5.78. Для типовых консолей следует определять предельные значения вертикальных и горизонтальных усилий с указанием точек их приложения на расчетной схеме.

5.79. Кронштейны консолей, на которых предусматривается крепление фиксаторов или фиксаторных стоек, нужно проверять расчетом по деформациям.

Относительная величина предельного прогиба кронштейна консоли должна быть не более 1/150, а абсолютная величина горизонтальной составляющей прогиба (от кратковременных нагрузок) в точке крепления фиксатора или фиксаторной стойки не должна превышать 35 мм. Прогибы сжато-изогнутых стержней в соответствии с рис. 5.3 и Приложением 13 определяют по формулам:

w_{v}(x) = \frac{q_{v}l^{4}}{EA} \psi_{fv}(\chi) + \sum_{i} \frac{P_{vi}l^{3}}{D_{v}} G_{v}(\chi,\chi_{fi}) - \sum_{i} \frac{M_{vi}l^{2}}{D_{v}} \cdot \frac{\partial G_{v}(\chi,\chi_{mi})}{\partial\chi_{vi}} , v = y,z . (5.14)

5.80. Опасное сечение для сжато-изогнутых стержней кронштейнов принимают в точке максимального суммарного изгибающего момента, определяемого по формулам (5.13).

5.81 Прочность фарфоровых стержневых изоляторов следует проверять по формуле:

\frac{M_{\text{и}}}{W_{\text{и}}} \pm \frac{N_{\text{и}}}{F_{\text{и}}} \leq R_{\text{Ф}}\gamma_{\text{сф}} , (5.15)

где M_{\text{и}} - максимальный расчетный изгибающий момент, действующий в сечении фарфорового изолятора;

N_{\text{и}} - расчетная продольная сила;

W_{\text{и}} и F_{\text{и}} - момент сопротивления и площадь рассматриваемого сечения изолятора;

\gamma_{\text{сф}} - коэффициент условий работы фарфоровых стержневых изоляторов, принимаемый равным 0,7;

R_{\text{Ф}} - расчетное сопротивление фарфора изгибу; принимают по данным завода-изготовителя или по результатам испытаний.

Расчетные параметры стержневых изоляторов определяют в соответствии с п. 5.18 для сечения по месту заделки фарфора в шапке изолятора, расположенной со стороны средней части пролета стержня.

Проектирование фиксаторов

5.82 Расчет фиксаторов рекомендуется осуществлять на следующие сочетания нагрузок:

а) постоянные нагрузки в сочетании с максимальным ветром;

б) постоянные нагрузки, а также гололед при одновременном действии ветра.

Кроме этого, фиксаторные кронштейны и изоляторы, а также основные стержни фиксаторов следует проверять на действие нагрузок, возникающих при обрыве проводов и при монтаже (масса монтера на основном стержне или фиксаторном кронштейне).

Размеры сечений металлических элементов следует определять по наиболее невыгодному сочетанию нагрузок.

5.83. Фиксаторы необходимо рассчитывать по прочности, устойчивости стержней и устойчивости системы стержней сочлененных фиксаторов.

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

5.85. Расчеты прочности и устойчивости стержней фиксаторов при гибкости более 200 следует производить в соответствии с указаниями Норм.

5.86. Максимальная гибкость сжато-изогнутых стержней фиксаторов не должна быть более 550, при этом значение коэффициента устойчивости должно быть не менее 2.

5.87. Прочность стержней фиксаторов при \lambda < 200 и фиксаторных стоек нужно проверять в соответствии с указаниями СНиП II-23.

5.88. Прочность и устойчивость дополнительных стержней (сочлененных фиксаторов) из алюминиевых сплавов, имеющих гибкость \lambda \leq 150, следует проверять в соответствии с указаниями СНиП 2.03.06, а при гибкости \lambda > 150 - в соответствии с указаниями Норм. При этом модуль упругости и расчетное сопротивление принимают по данным СНиП.

5.89. Конструкции фиксаторных устройств должны учитывать возможность перетекания токов в шарнирных соединениях (при разности потенциалов в несущем тросе и контактном проводе).

5.90. Длину основного стержня фиксатора определяют в зависимости от габарита установки опоры, величины зигзага контактного провода, длины дополнительного стержня, а также от принятой схемы конструктивного выполнения консоли и фиксатора.

5.91. Длина дополнительного стержня фиксатора полукомпенсированной подвески должна быть не менее 1200 мм, а для компенсированной подвески (кроме воздушных стрелок) может быть уменьшена до значений, определяемых расчетом.

5.92. Фиксаторы контактной сети (кроме гибких на внешней стороне кривых малых радиусов, фиксаторов анкеруемой ветви на сопряжениях и на фиксирующих тросах поперечин) должны быть сочлененными. Масса, передаваемая на контактный провод от фиксатора, должна быть минимальной.

5.93. Фиксаторы должны иметь устройства, предотвращающие потерю ими устойчивости при воздействии ветровой нагрузки.

5.94. Узлы крепления фиксаторов к фиксаторным кронштейнам, стойкам, фиксирующим тросам поперечин должны обеспечивать шарнирность в горизонтальном и вертикальном направлениях.

6. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОПОР

Общие указания

6.1. Железобетонные опоры контактной сети следует проектировать в соответствии со СНиП 2.03.01, как имеющие важное народнохозяйственное значение объекты высокой надежности со сроком службы не менее 70 лет. Заданный срок службы обеспечивают расчетом, выбором соответствующих материалов, размеров и конструкции.

6.2. Железобетонные опоры можно применять в любых климатических районах при неагрессивной, слабо- и среднеагрессивной газообразных средах, в грунтах и грунтовых водах с неагрессивной и слабоагрессивной степенями воздействия на железобетонные конструкции, а также в районах с сейсмичностью до 9 баллов включительно.

Допускается применять железобетонные опоры в случаях воздействия сильноагрессивной газообразной среды, в грунтах и грунтовых водах со средне- и сильноагрессивной степенью воздействия при условии выполнения дополнительных требований по защите от коррозии в соответствии со СНиП 2.03.11.

6.3. Железобетонные опоры могут быть использованы для крепления контактной подвески в качестве промежуточных, переходных, анкерных, консольных и фиксирующих опор, а также для стоек жестких поперечин.

Рекомендуется применять преимущественно предварительно напряженные конические центрифугированные опоры кольцевого сечения с коничностью от 1,0 до 1,5%.

6.4. При проектировании железобетонных опор должны быть обеспечены на стадии монтажа и эксплуатации требуемая прочность, жесткость и трещиностойкость, а также устойчивость в грунте.

6.5 Железобетонные опоры контактной сети рекомендуется применять двух типов:

нераздельные - объединенные с фундаментальной частью, закапываемые непосредственно в грунт;

Раздельные опоры рекомендуется закреплять на фундаментах стаканного типа или с помощью анкерных болтов.

Нераздельные опоры следует применять в сухих и малообводненных грунтах (независимо от уровня грунтовых вод).

Раздельные опоры следует применять в сильно обводненных грунтах (где затруднена разработка котлованов), а также когда не обеспечивается устойчивость в грунте нераздельных опор или требуется повышенная высота опор.

6.6. Нераздельные опоры должны иметь защитное гидроизоляционное покрытие нижней фундаментной части на длине 4 м в соответствии с требованиями, приведенными в главе 4 Норм.

Основные расчетные требования

6.7. Железобетонные опоры должны удовлетворять требованиям расчета по прочности (предельным состояниям первой группы) и по пригодности к нормальной эксплуатации (предельным состояниям второй группы).

Расчет опор по прочности должен предупредить любой вид их разрушения. Расчет опор по пригодности к нормальной эксплуатации должен предупредить образование или раскрытие недопустимых по ширине трещин для сохранности от коррозии арматуры, а также от чрезмерных прогибов.

6.8. Расчет опор по предельным состояниям производят в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01 на силовые воздействия, возникающие при изготовлении, транспортировании, монтаже и эксплуатации. Расчет опор по раскрытию трещин и по деформациям допускается не проводить, если при опытной проверке установлена их достаточная трещиностойкость, а жесткость конструкций в процессе их эксплуатации достаточна.

6.9. Железобетонные опоры контактной сети следует рассчитывать на нагрузки поперек пути по огибающим эпюрам изгибающих моментов и перерезывающих сил (рис. 6.1), значения для которых приведены в табл. 6.1, а также на нагрузки вдоль пути при обрыве проводов в соответствии с данными главы 2 Норм.

Рис. 6.1. Огибающие эпюры для расчета железобетонных опор контактной сети: а) изгибающих моментов; б) перерезывающих сил; 1 - условный обрез фундамента; (размеры в скобках даны для опор длиной 15,6 м)

Примечания. 1. Цифры 2, 3, 4 и 5 в названии вертикальных колонок таблицы обозначают порядковый номер опоры в зависимости от ее несущей способности, приведенной в строке 2.

2. Значения расчетных усилий в строках 1 и 8 применяют при расчете по первому предельному состоянию (по прочности).

3. Значения усилий в строках 4 и 6 применяют при расчете по деформациям на уровне контактного провода.

4. В строках 8 и 9 в числителе стоят значения перерезывающих сил на участке от сечения вверх, в знаменателе - от сечения вниз.

5. В таблице значения моментов на уровне обреза фундамента ( M_{0} ) приведены для опоры длиной 13,6 м, для опоры длиной 15,6 м значения M_{0}^{1} = M_{0} \cdot 1,125 .

6.10. Подземная часть эпюры (на рис. 6.1 показана пунктиром), принятая для нераздельных опор, может быть изменена в зависимости от длины части опоры, расположенной ниже условного обреза фундамента, а также при применении раздельных опор на фундаментах.

6.11. Нормативные нагрузки для расчета типовых железобетонных опор можно определять путем деления расчетных нагрузок на обобщенный коэффициент надежности по нагрузке, равный 1,15.

6.12. Значения нагрузок при расчете опор необходимо умножать на коэффициент надежности по назначению, принимаемый в соответствии с главой 1 Норм.

6.13. К железобетонным опорам предъявляют требования 2 категории трещиностойкости конструкций, допускающих ограниченное по ширине непродолжительное раскрытие трещин при условии их последующего надежного закрытия. Предельно допустимая ширина раскрытия поперечных трещин должна составлять для условий неагрессивной среды 0,15 мм, для слабоагрессивной среды - 0,1 мм, для среднеагрессивной среды - 0,05 мм. В сильноагрессивной среде трещины в опорах не допускаются. Для исключения образования и раскрытия продольных трещин в опорах следует принимать конструктивные меры путем установки в вершине и комле дополнительной поперечной арматуры, а также ограничивать значения сжимающих напряжений в бетоне в стадии предварительного обжатия в соответствии с табл. 7 СНиП 2.03.01.

6.14. Прогибы железобетонных опор не должны превышать предельно допустимые значения, установленные по условию обеспечения токосъема.

Величина максимального прогиба в уровне контактного провода (на расстоянии 7300 мм от условного обреза фундамента) не должна превышать установленной ГОСТ 19330. Прирост прогиба от приложения нормативных временных нагрузок не должен превышать 65 мм.

6.15. При расчете предварительно напряженных опор необходимо учитывать потери предварительного напряжения арматуры в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01:

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

б) вторые потери - от усадки и ползучести бетона.

6.16. Расчет по прочности и трещиностойкости следует производить для сечений нормальных к продольной оси опор, расположенных на уровне пяты консоли и на уровне обреза фундамента. При расчете прогибов влияние длительной ползучести бетона на деформации опор без трещин допускается не учитывать.

Материалы для железобетонных опор

6.17. Для железобетонных опор следует предусматривать тяжелый бетон средней плотности до 2500 кг/м3.

6.18 При проектировании опор устанавливаются следующие показатели качества бетона:

а) класс по прочности на сжатие В;

б) марка по морозостойкости F;

в) показатель проницаемости;

г) марка по водопроницаемости W.

Для железобетонных предварительно напряженных опор следует принимать класс бетона по прочности на сжатие не ниже В30 для опор с нормативным изгибающим моментом на уровне обреза фундамента 59 кН м и В40 - для опор с нормативным изгибающим моментом 79 кН м и более, марка по морозостойкости F150 при расчетной зимней температуре выше минус 40 °C включительно и F200 - ниже минус 40 °C. Для опор контактной сети следует применять бетон особо низкой проницаемости и маркой по водонепроницаемости не ниже W8.

6.19. Нормативные и расчетные характеристики бетона и арматуры, коэффициенты надежности и условий работы принимать по СНиП 2.03.01.

6.20. Для армирования железобетонных опор необходимо принимать арматуру, отвечающую требованиям действующих стандартов.

В качестве продольной напрягаемой арматуры предварительно напряженных конструкций следует принимать высокопрочную проволоку периодического профиля класса Вр-II, а также горячекатаную стержневую арматуру периодического профиля из стали класса А-IV и А-V. Высокопрочную проволоку класса Вр-II рекомендуется применять диаметром 5 мм, допускается использовать проволоку диаметром 4 мм. Опоры с напрягаемой стержневой арматурной сталью класса А-V могут применяться только для участков переменного тока.

В качестве продольной ненапрягаемой арматуры следует применять арматуру класса А-III. В качестве поперечной арматуры (спирали) необходимо использовать преимущественно проволоку периодического профиля класса Вр-I диаметром не менее 3 мм.

На основании технико-экономического обоснования допускается применять и другие виды арматуры.

6.21. Передаточная прочность бетона при отпуске натяжения арматуры должна быть не ниже значений, приведенных в табл. 6.2.

Таблица 6.2

Конструктивные требования

6.23. При применении напрягаемой арматуры из высокопрочной проволоки класса Вр-II следует применять смешанное армирование, кроме предварительно напряженной проволочной арматуры необходимо устанавливать по всей длине опор ненапрягаемую арматуру.

6.24. Для предотвращения образования продольных трещин у верхних концов предварительно напряженных опор должны быть установлены три усиливающих кольца из арматуры класса А-I диаметром 8 мм, кроме того у верхних и нижних концов - дополнительно не менее трех витков спиральной арматуры. Шаг спирали должен быть не более 100 мм.

6.25. Расстояние в свету между продольной напрягаемой и ненапрягаемой арматурой назначают с учетом удобства укладки и уплотнения бетонной смеси, а также анкеровки напрягаемой арматуры в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01.

6.26. Опоры в верхней части должны иметь отверстия для установки закладных деталей, а в нижней части на 0,5 м выше условного обреза фундамента (в нераздельных опорах кольцевого сечения) - отверстия для вентиляции внутренней полости. Количество и взаимное расположение отверстий принимают по ГОСТ 19330.

6.27. В верхних отверстиях для закладных деталей устанавливают изолирующие элементы для предотвращения прямого контакта арматуры опор с закладными деталями контактной подвески. Для опор, устанавливаемых на участках постоянного тока, в верхних отверстиях предусматривают двойную изоляцию. Первый уровень изоляции обеспечивают установкой закладных несъемных втулок в каждое отверстие до бетонирования опоры, второй уровень изоляции обеспечивают установкой съемных втулок в отверстия, где предусмотрены закладные детали для контактной подвески.

Для опор, устанавливаемых на участках переменного тока, в верхних отверстиях предусматривают одиночную изоляцию (применяют только съемные втулки), закладные втулки не применяют.

6.28. По концам в вершине и комлевой части центрифугированных опор следует устраивать бетонные заглушки.

6.29. Для измерения электрического сопротивления между арматурой опоры и закладными деталями для крепления поддерживающих конструкций внутри бетона опоры должна быть предусмотрена укладка провода диагностики.

6.30. В нераздельных опорах необходимо предусматривать установку репера, располагаемого на уровне условного обреза фундамента (на расстоянии 4 м выше комля опоры). Допускается совмещать вывод провода диагностики с репером.

6.31. Расчет закрепления в грунте нераздельных железобетонных опор контактной сети, установленных без фундаментов, производится по методике расчета одиночных призматических фундаментов, приведенных в разд. 7 Норм. При этом размер поперечного сечения фундамента b_{f} принимается равным среднему диаметру подземной части опоры.

7. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР КОНТАКТНОЙ СЕТИ

Общие положения расчета закрепления фундаментов в грунте

7.1. Фундаменты опор контактной сети следует проектировать, как правило, из сборного железобетона на основе результатов инженерно-геологических и гидрогеологических изысканий грунтов и подземных (грунтовых) вод, инженерно-геологических изысканий плана и профиля электрифицированного участка, с учетом конструктивных особенностей, действующих на фундамент нагрузок и воздействий, а также условий эксплуатации.

7.2. Грунты оснований в описаниях результатов изысканий и в проектах фундаментов следует именовать в соответствии с принятой в ГОСТ 25100 классификацией.

7.3. Проверку несущей способности при привязке следует осуществлять в талых грунтах. Для районов распространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания несущую способность фундаментов следует проверять для летних и зимних (с учетом слоя мерзлого грунта) условий.

7.4. Расчет закрепления фундаментов в грунте должен гарантировать нормальную эксплуатацию и долговечность конструкций. Расчет следует выполнять на действие:

• расчетных нагрузок - по несущей способности основания, не допуская потери устойчивости (опрокидывания) фундаментов и опор;
• нормативных нагрузок - по деформациям, не допуская превышения предельно допустимых по условиям эксплуатации отклонений (наклонов) опор на уровне контактного провода более 35 мм в сторону "пути" или "к полю" (с учетом упругой деформации надземной части опор).

При обеспечении несущей способности одиночных, ступенчатых, групповых свайных и раздельных фундаментов, а также вертикальных призматических анкеров проверку по деформациям можно не производить, так как приведенные в Нормах расчетные характеристики грунта определены исходя из допустимых (по условиям эксплуатации) перемещений фундаментов опор.

7.5. За расчетную поверхность грунта при расчете одиночного фундамента принимают горизонтальную плоскость, проходящую через точку пересечения вертикальной оси фундамента с поверхностью грунта, а при наличии насыпного неуплотненного слоя (песчаный балласт, шлак и пр.) - с нижней поверхностью этого слоя. За поверхность грунта принимают поверхность природного рельефа или поверхность земляного полотна (насыпи или выемки).

7.6. Расчет фундаментов следует производить на сочетания нагрузок, которые могут оказаться наиболее невыгодными. При этом в ряде случаев расчета закрепления фундамента в грунте наиболее невыгодной может оказаться не максимальная нагрузка, а меньшая по величине, но действующая в направлении, в котором грунт хуже сопротивляется опрокидыванию фундамента, например в сторону откоса насыпи, или для которой доля постоянной нагрузки в суммарной (см. п. 7.20) имеет большее значение.

7.7. При любых сочетаниях нагрузок следует учитывать нагрузку от массы фундамента, а для ступенчатых и раздельных фундаментов - и от веса грунта над их уступами. В расчете ступенчатых и раздельных фундаментов следует учитывать взвешивающее действие воды от подошвы фундамента до верхнего уровня грунтовых вод. При этом плотность грунта ниже уровня подземных вод принимают равной 10 кН/м3, а плотность материала фундамента уменьшают на 10 кН/м3.

7.8. Нагрузку, равнодействующая которой расположена в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента, приводят (рис. 7.1, а):

а) к вертикальной силе N^{d} , равной сумме проекций сил на вертикальную ось y фундамента, действующей вдоль оси y;

б) к горизонтальной силе F^{d} , равной сумме проекций сил на горизонтальную ось x, действующей вдоль оси x;

в) к моменту M^{d} , равному сумме моментов сил относительно оси z.

Сила F^{d} , действующая вдоль оси x, и момент M^{d} относительно оси z могут быть заменены силой F^{d} (той же величины), действующей параллельно оси x на высоте H_{x} от нее (см. рис. 7.1, б)

H_{x} = \frac{M^{d}}{F^{d}} . (7.1)

а)

б)

Рис. 7.1. Расчетные схемы нагрузок, действующих в одной плоскости: а - вертикальная сила N^{d} , горизонтальная сила F^{d} и момент M^{d} ; б - вертикальная сила N^{d} и горизонтальная сила F^{d} на высоте H_{x}

Вертикальная ось y проходит через центр тяжести поперечного сечения одиночного фундамента или центр свайного основания группового фундамента. Горизонтальные оси x и z расположены на уровне расчетной поверхности грунта (для одиночного фундамента) или на уровне низа конструкции опоры, а при наличии ростверка - на уровне подошвы его плиты (для группового свайного и раздельного фундаментов).

7.9. В общем случае нагрузку, одновременно действующую в нескольких плоскостях, проходящих через вертикальную ось фундамента (косая нагрузка), приводят:

а) к вертикальной силе N^{d} , равной сумме проекций сил на вертикальную ось y фундамента, действующей вдоль оси y;

б) к горизонтальной силе F_{x}^{d} , равной сумме проекций сил на горизонтальную ось x, действующей вдоль оси x;

в) к горизонтальной силе F_{z}^{d} , равной сумме проекций сил на горизонтальную ось z, действующей вдоль оси z;

г) к моменту M_{z}^{d} , равному сумме моментов сил относительно оси z;

д) к моменту M_{x}^{d} , равному сумме моментов сил относительно оси x.

Сила F_{x}^{d} , действующая вдоль оси x, и момент M_{z}^{d} относительно оси z могут быть заменены силой F_{x}^{d} (той же величины), действующей параллельно оси x на высоте H_{x} от нее

H_{x} = \frac{M_{z}^{d}}{F_{x}^{d}} . (7.2)

Аналогично сила F_{z}^{d} , действующая вдоль оси z, и момент M_{d} относительно оси x могут быть заменены силой F_{z}^{d} (той же величины), действующей параллельно оси z на высоте H_{z} от нее

H_{z} = \frac{M_{x}^{d}}{F_{z}^{d}} . (7.3)

7.10. При нагрузке, равнодействующая которой расположена в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента, устойчивое закрепление его в грунте считают обеспеченным, если величины расчетного момента M^{d} и расчетной вертикальной силы N^{d} удовлетворяют условиям

M^{d} \leq M_{f} ; (7.4)

N^{d} \leq N_{f} , (7.5)

где M_{f} - расчетная несущая способность фундамента по грунту на действие момента или горизонтальной силы, приложенной на высоте H;

N_{f} - расчетная несущая способность фундамента по грунту на действие вертикальной силы.

7.11. В общем случае при нагрузке, одновременно действующей в нескольких плоскостях, проходящих через вертикальную ось фундамента, устойчивое закрепление фундамента в грунте считается обеспеченным, если величины расчетного момента M_{z}^{d} и расчетной вертикальной силы N^{d} внешних нагрузок удовлетворяют условиям:

M_{z}^{d} \leq \overline{M_{fz}} ; (7.6)

N^{d} \leq N_{f} , (7.7)

где \overline{M_{fz}} - приведенная (с учетом одновременного действия нагрузки в плоскостях xy и yz) расчетная несущая способность фундамента по грунту на действие момента при заданном соотношении между нагрузками, действующими в разных плоскостях.

7.12. В процессе инженерных изысканий помимо определения уровня подземных вод и их влияния на свойства грунтов основания следует определять степень агрессивности подземных вод и грунтов по отношению к материалу фундаментов.

РАСЧЕТ ОДИНОЧНЫХ ПРИЗМАТИЧЕСКИХ ФУНДАМЕНТОВ

Определение расчетной несущей способности фундамента при нагрузке, действующей в одной вертикальной плоскости

7.13. Значение M_{f} расчетной несущей способности заданного фундамента по грунту на действие момента при нагрузке, равнодействующая которой расположена в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента, вычисляют по формуле:

M_{f} = M^{01}\gamma_{cf}\gamma_{co}\gamma_{cv}\gamma_{cc}\gamma_{cr}\gamma_{cl} , (7.8)

где M^{01} - значение расчетной несущей способности условного фундамента по грунту на действие горизонтальной нагрузки или изгибающего момента, приведенное к уровню условного обреза фундамента (п. 7.14);

\gamma_{cf} - коэффициент условий работы, учитывающий влияние формы поперечного сечения призматического фундамента (п. 7.15);

\gamma_{co} - коэффициент условий работы, учитывающий влияние очертания поверхности грунта в месте расположения фундамента (п. 7.16);

\gamma_{cv} - коэффициент условий работы, учитывающий влияние вибрации (колебаний) грунта около фундамента от проходящих поездов (п. 7.17);

\gamma_{cc} - коэффициент условий работы, учитывающий влияние повышенного уплотнения грунта, имеющего место при забивке фундамента (п. 7.18);

\gamma_{cr} - коэффициент условий работы, учитывающий влияние верхнего строения пути (п. 7.19);

\gamma_{cl} - коэффициент условий работы, учитывающий долю постоянной нагрузки в суммарной (п. 7.20).

7.14. Значение M^{01} расчетной несущей способности условного фундамента относительно уровня условного обреза фундамента определяют из условия:

M^{01} = M^{0} \frac{H\prime}{H} , (7.9)

где M^{01} - значение расчетной несущей способности условного фундамента относительно расчетной поверхности грунта (п. 7.21);

H\prime - высота приложения равнодействующей горизонтальной нагрузки относительно уровня условного обреза фундамента;

H - то же, относительно расчетной поверхности грунта (п. 7.5).

7.15 Значения коэффициента условий работы \gamma_{cf} принимают равными

а) для одиночных фундаментов без лежней при форме поперечного сечения в виде

круга, кольца или трехлучевого - 0,9,

    прямоугольника                 - 1,0,
    двутавра                       - 1,1;

б) для сдвоенных фундаментов, расположенных вдоль пути

при нагрузке, действующей вдоль оси пути, — 1,1 (при ширине фундамента, равной размеру поперечного сечения фундамента, измеренного в направлении, перпендикулярном оси пути),

при нагрузке, действующей поперек оси пути, — 1,0 (при удвоенной ширине фундамента, равной размеру поперечного сечения сдвоенного фундамента между его наружными гранями, измеренного в направлении вдоль оси пути);

в) для фундаментов с лежнями — 1,0.

7.16. Значения коэффициента условий работы \gamma_{co} при нагрузке, действующей в плоскости, перпендикулярной бровке земляного полотна, определяют по следующим таблицам.

При расположении фундамента на площадке (рис. 7.2, а) и нагрузке, действующей в сторону откоса, — по табл. 7.1, при нагрузке, действующей в сторону площадки, — по табл. 7.2.

а)

б)

Рис. 7.2. Направление действия нагрузки в плоскости,

Таблица 7.4

При определении \gamma_{co} конфигурацию грунта, отличающуюся от изображенной на схемах (см. рис. 7.2), следует приводить к этим схемам.

При нагрузке, действующей в плоскости, параллельной бровке земляного полотна, значение \gamma_{co} принимают равным 1.

7.17. Значения коэффициента условий работы \gamma_{cv} при наличии колебаний грунта около фундамента от проходящих поездов, т.е. для опор контактной сети, устанавливаемых в теле земляного полотна главных путей, принимают равными 0,9 (при габарите установки опор до 6 м), а при отсутствии колебаний \gamma_{cv} = 1.

7.18 Значения коэффициента условий работы \gamma_{cc} принимают:

а) для фундаментов, установленных в котлованы, отрытые вручную, буровой машиной или иным способом (закапываемых) \gamma_{cc} = 1;

б) для свайных фундаментов сплошных сечений и пустотелых, забитых с закрытым концом \gamma_{cc} = 1,2;

в) для свайных фундаментов пустотелых, забитых с открытым концом, двутавровых и трехлучевых \gamma_{cc} = 1,1;

г) для клиновидных фундаментов, забитых в грунт вибропогружателем, \gamma_{cc} = 1,30.

Для свайных и клиновидных фундаментов, забитых в грунт с предварительным разбуриванием грунта (с направляющими скважинами), площадь которых составляет более 50% от площади поперечного сечения фундамента (в среднем сечении) коэффициент \gamma_{cc} = 1,0.

7.19. 3начения коэффициента условий работы \gamma_{cr} принимают:

а) во всех случаях при расположении фундамента за кюветом при расстоянии от оси ближайшего пути до ближайшей грани фундамента более 4 м или при моменте, действующем в плоскости, параллельной оси пути, \gamma_{cr} = 1;

б) в остальных случаях:

при моменте, действующем в сторону пути, и расстоянии от оси ближайшего пути до передней грани фундамента менее 3,2 м \gamma_{cr} = 1,2; от 3,2 до 4 м \gamma_{cr} = 1,1;

при моменте, действующем в сторону поля, и расстоянии от оси ближайшего пути до ближайшей грани фундамента до 4 м \gamma_{cr} = 1,1.

7.20 Значение коэффициента условий работы \gamma_{cl} определяется по формуле:

\gamma_{\text{с}l} = \frac{1}{0,5 + 1,43\xi} , (7.10)

где \xi — коэффициент, характеризующий долю расчетной постоянной нагрузки в суммарной, определяемый:

а) при моментах M_{c}^{d} и M_{t}^{d} , действующих в одном направлении

\xi = \frac{M_{c}^{d}}{M_{c}^{d} + M_{t}^{d}} . (7.11)

Формула (7.11) применима при H_{c} \geq d и H_{t} \geq d , т.е. в подавляющем большинстве практических случаев расчета фундаментов опор контактной сети; в остальных случаях:

\xi = \frac{M_{c}^{d}(1 + \frac{y_{0}}{H_{t}})}{M_{c}^{d}(1 + \frac{y_{0}}{H_{c}}) + M_{t}^{d}(1 + \frac{y_{0}}{H_{t}})} ; (7.12)

б) при моментах M_{c}^{d} и M_{t}^{d} , действующих в противоположных направлениях при M_{c}^{d}<M_{t}^{d} , расчет производится только на действие момента M_{t}^{d} при \gamma_{cl} = 2, если M_{c}^{d}>M_{t}^{d} , расчет производят только на действие момента M_{c}^{d} при \gamma_{cl} = 0,52.

Здесь M_{c}^{d} и H_{c} — соответственно расчетный момент M_{c}^{d} и плечо H_{c} только постоянной нагрузки, входящей в расчетную комбинацию, M_{t}^{d} и H_{t} — то же, только временной нагрузки, d — расчетная глубина фундамента (п. 7.22), y_{0} — расстояние от расчетной поверхности грунта до оси поворота фундамента при действии на него расчетной комбинации нагрузок (п. 7.25).

7.21. В качестве условного фундамента принимают призматический фундамент прямоугольного поперечного сечения (без лежней или с лежнями), закопанный на горизонтальной площадке, при отсутствии в непосредственной близости железнодорожного пути и при нагрузке, в которой доля постоянной составляет 35% ( \xi = 0,35). Таким образом, для условного фундамента

\gamma_{cf} = \gamma_{co} = \gamma_{cv} = \gamma_{cc} = \gamma_{cr} = \gamma_{cl} = 1 .

Размеры поперечного сечения условного фундамента принимают по табл. 7.5.

Таблица 7.5

Форма поперечного сечения фундамента	Размеры фундамента
	действительного	условного
Прямоугольная или коробчатая
Круглая или кольцевая
Двутавровая
Трехлучевая

b_{f} ; a_{f} — размеры поперечного сечения.

7.22 Условный фундамент имеет размеры:

b_{f} — размер поперечного сечения в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

a_{f} — размер поперечного сечения в направлении, параллельном плоскости действия нагрузки.

За расчетную глубину d принимают расстояние от расчетной поверхности грунта (п. 7.5) до подошвы фундамента. При свайном фундаменте, имеющем заострение, изменяющее ширину b_{f} , за расчетную глубину d принимают расстояние от расчетной поверхности грунта до середины заострения.

7.23. Значение M_{f} расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие момента, помимо формулы (7.8) может быть определено также из следующего выражения

M_{f} = M^{0}\gamma_{co}\gamma_{cl}\gamma_{cg} , (7.13)

где \gamma_{cg} — обобщенный коэффициент условий работы.

\gamma_{cg} = \gamma_{cf}\gamma_{cv}\gamma_{cc}\gamma_{cr} . (7.14)

Значение коэффициента \gamma_{cg} можно принимать по табл. 7.6.

Таблица 7.6

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

2. Значения коэффициентов в таблице даны для фундаментов без лежней. При фундаментах с лежнями значения \gamma_{cg} принимают по колонке 3, независимо от формы поперечного сечения фундамента.

7.24. Значение N_{f} расчетной несущей способности фундамента в грунте против просадки на действие вертикальной силы для закапываемых фундаментов определяют по формуле:

N_{f} = k_{g}(\gamma_{\text{с}v}pd\tau_{g} + \sigma_{f}A_{f}) , (7.15)

где k_{g} — коэффициент однородности, учитывающий возможное отличие фактических характеристик грунта от их нормативных значений, принимаемых равным 0,7;

A_{f} — площадь подошвы фундамента;

p — периметр поперечного сечения фундамента, для фундамента таврового, двутаврового или трехлучевого сечений периметр определяют по контурам, показанным на рис. 7.3 жирными линиями;

\tau_{g} — предельное значение удельного сопротивления трения грунта по вертикальной поверхности фундамента.

Рис. 7.3. Расчетный периметр фундаментов а — таврового; б — двутаврового; в — трехлучевого сечения

Если фундамент опирается на плиту, уложенную на грунт, за A_{f} принимают площадь плиты в плане. Значение \sigma_{f} в формуле (7.15) принимают по табл. 7.7, \tau_{g} = 10 кН/м2.

Таблица 7.7

Проверку закрепления свайных фундаментов в грунте против просадки по формуле (7.15), как правило, производить не требуется, а поэтому значение расчетной несущей способности фундамента на действие вертикальных сил для таких фундаментов не определяют. В отдельных случаях (при большой вертикальной силе и слабых грунтах) значение N_{f} находят по формуле:

N_{f} = k_{g}S_{uc} , (7.16)

где S_{uc} определяют по формуле (7.69) п. 7.59.

Помимо проверки несущей способности фундаментов в грунте против осадки производят также проверку на выпучивание закопанных и свайных фундаментов, установленных в районах распространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания (пп. 7.111 - 7.119).

Определение M^{0} для условного фундамента

7.25. Расчетная схема условного фундамента без лежней, расположенного в однородном по несущей способности слое грунта, принятая для определения M^{0} , изображена на рис. 7.4.

Рис. 7.4. Расчетная схема условного призматического фундамента

На фундамент действуют:

а) горизонтальная сила F = M^{0}/H , действующая на высоте H от расчетной поверхности грунта;

б) вертикальная сила N^{0} , принимаемая равной расчетной вертикальной силе N^{d} (включающей вес фундамента), т.е. N^{0} = N^{d} ;

в) напряжение \sigma_{y} давления грунта на переднюю грань фундамента (на участке от y = 0 до y = y_{0} ) и на заднюю грань фундамента (на участке от y = y_{0} до y = d), величина которых в каждой точке этих граней прямо пропорциональна глубине y расположения этой точки от расчетной поверхности грунта

\sigma_{y} = \frac{R_{g} \cdot y}{b_{f}} , (7.17)

где R_{g} — коэффициент пропорциональности, представляющий собой расчетное сопротивление грунта на глубине y = 1 в условиях пространственной задачи (при ширине фундамента, равной b_{f} );

b_{f} — размер поперечного сечения фундамента в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

г) нормальное напряжение k_{b} \sigma_{b} давления грунта на участок подошвы фундамента a_{b} .

Расстояние от расчетной поверхности грунта до оси поворота фундамента обозначено через y_{0} , эксцентриситет силы давления грунта на подошву фундамента — через e.

7.26. Значение коэффициента пропорциональности R_{g} , кН/м2, характеризующего изменение давления с глубиной при b_{f} \geq 0,3 м, определяются по формуле:

R_{g} = k_{g}R_{u}(b_{f} + C_{f}) , (7.18)

а при b_{f} < 0,3 м — по формуле:

R_{g} = k_{g}R_{u}b_{f}(1 + \frac{C_{f}}{0,3}) , (7.19)

где R_{u} — коэффициент пропорциональности (кН/м3), представляющий собой предельное (нормативное) сопротивление грунта на глубине y = 1 в условиях плоской задачи (при ширине фундамента, равной b_{f} = 1);

C_{f} — характеристика грунта, м, учитывающая пространственную работу фундамента.

7.27. Значения характеристик грунтов R_{u} и C_{f} , принимаемые при расчете одиночных фундаментов, а также значения \sigma_{y} для закапываемых фундаментов приведены в табл. 7.7. Эти значения предусматривают послойное уплотнение грунта засыпки котлована (отрытых вручную, буровой машиной или иным способом) до плотности окружающего грунта.

Наименование грунта устанавливают по крупности частиц (для песков), по числу пластичности и его природной влажности (для супесей, суглинков и глины) в соответствии с классификацией грунтов, приведенной в ГОСТ 25100.

7.28. Расчетная несущая способность M^{0} условного фундамента с лежнями, расположенного в трех различающихся по несущей способности слоях грунта (рис. 7.5), определяется по следующим формулам:

а) когда ось поворота фундамента расположена в первом верхнем слое:

M^{0} - N^{d}e + P_{t}d_{t} - P_{d}d_{d} - \frac{R_{2}(d_{2}^{3} - d_{1}^{3})}{3} - \frac{R_{3}(d^{3} - d_{2}^{3})}{3} = \frac{R_{1}d_{1}^{3}}{3} -

- \frac{2}{3} R_{1}[\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{1}H} - \frac{R_{2}(d_{2}^{2} - d_{1}^{2})}{2R_{1}} + \frac{R_{3}(d^{2} - d_{2}^{2})}{2R_{1}} + \frac{d_{1}^{2}}{2}]3/2 ; (7.20)

б) когда ось поворота фундамента расположена во втором (среднем) слое:

M^{0} - N^{d}e + P_{t}d_{t} - P_{d}d_{d} + \frac{R_{1}d_{1}^{3}}{3} - \frac{R_{3}(d^{3} - d_{2}^{3})}{3} = \frac{R_{2}(d_{1}^{3} + d_{2}^{3})}{3} -

- \frac{2}{3} R_{2}[\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{2}H} - \frac{R_{1}d_{1}^{2}}{2R_{2}} + \frac{R_{3}(d^{2} - d_{2}^{2})}{2R_{2}} + \frac{d_{1}^{2} + d_{2}^{2}}{2}]3/2 ; (7.21)

в) когда ось поворота фундамента расположена в третьем (нижнем) слое:

M^{0} - N^{d}e + P_{t}d_{t} - P_{d}d_{d} + \frac{R_{1}d_{1}^{3}}{3} + \frac{R_{2}(d_{2}^{3} - d_{1}^{3})}{3} = \frac{R_{3}(d_{1}^{3} + d_{2}^{3})}{3} -

- \frac{2}{3} R_{3}[\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{3}H} - \frac{R_{1}d_{1}^{2}}{2R_{3}} - \frac{R_{2}(d_{2}^{2} - d_{1}^{2})}{2R_{3}} + \frac{d^{2} + d_{2}^{2}}{2}]3/2 , (7.22)

где d_{1} и d_{2} — расстояние от расчетной поверхности грунта до подошвы соответственно первого (верхнего) и второго (среднего) слоя;

R_{t} и R_{d} — расчетные сопротивления соответственно верхнего и нижнего лежней действию горизонтальной нагрузки (см. п. 7.33);

R_{1} , R_{2} и R_{3} — значения коэффициентов пропорциональности, характеризующих изменение давления грунта с глубиной, определяемые по формулам (7.18) или (7.19), соответственно для первого (верхнего), второго (среднего) и третьего (нижнего) слоя;

d_{t} и d_{d} — глубина расположения от расчетной поверхности грунта соответственно верхнего и нижнего лежней.

Рис. 7.5. Расчетная схема фундамента с лежнями 1 — фактическая поверхность грунта; 2 — расчетная поверхность грунта; 3 — граница верхнего и среднего слоев грунта; 4 — граница среднего и нижнего слоев грунта

Уравнения (7.20), (7.21) и (7.22) решают путем последовательных приближений. При наличии одного лишь верхнего лежня в формулы подставляют значение P_{d} = 0, а при наличии одного лишь нижнего — P_{t} = 0.

7.29. Формула (7.20) применима при выполнении условия

d_{t} \leq y_{0} \leq d_{1} , (7.23)

где y_{0} — глубина расположения оси поворота фундамента, определяемая по формуле:

y_{0} = \sqrt{\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{1}H} + \frac{R_{2}^{2}(d_{2}^{2} - d_{1}^{2})}{2R_{1}} + \frac{R_{3}(d^{2} - d_{2}^{2})}{2R_{1}} + \frac{d_{1}^{2}}{2}} . (7.24)

Невыполнение неравенства (7.23), т.е. при y_{0}>d_{1} свидетельствует о том, что ось поворота фундамента расположена в пределах второго (среднего) слоя и фундамент следует рассчитывать по формуле (7.21).

7.30. Формула (7.21) применима при выполнении условия:

d_{1} \leq y_{0} \leq d_{2} , (7.25)

где y_{0} определяется по формуле:

y_{0} = \sqrt{\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{2}H} - \frac{R_{1}d_{1}^{2}}{2R_{2}} + \frac{R_{3}(d^{2} - d_{2}^{2})}{2R_{2}} + \frac{d_{1}^{2} + d_{2}^{2}}{2}} . (7.26)

Невыполнение неравенства (7.25), т.е. при y_{0}>d_{2} свидетельствует о том, что ось поворота фундамента расположена в пределах третьего (нижнего) слоя и фундамент следует рассчитывать по формуле (7.22).

7.31. Формула (7.22) применима при выполнении условия:

d_{2}<y_{0}<d , (7.27)

где y_{0} определяют по формуле:

y_{0} = \sqrt{\frac{M^{0} - (P_{t} - P_{d})H}{R_{3}H} - \frac{R_{1}d_{1}^{2}}{2R_{3}} - \frac{R_{2}(d_{2}^{2} - d_{1}^{2})}{2R_{3}} + \frac{d^{2} + d_{2}^{2}}{2}} . (7.28)

7.32. Когда фундамент находится в двух различающихся по несущей способности слоях грунта, расчет выполняют по формулам (7.20), (7.21), (7.23) - (7.26), в которых следует принимать R_{3} = R_{2} , а d_{2} = d .

7.33 Расчетные сопротивления лежней P_{t} и P_{d} определяют по формулам:

P_{t} = R_{t}d_{t}\prime(l_{t} - b_{f}) ; (7.29)

P_{d} = R_{d}d_{d}\prime(l_{d} - b_{f}) , (7.30)

где R_{t} и R_{d} — значения коэффициентов пропорциональности, определяемые подстановкой соответственно b_{t} и b_{d} вместо b_{f} в формулы (7.18) и (7.19);

l_{t} и l_{d} — длины соответственно верхнего и нижнего лежней;

b_{t} и b_{d} — ширина соответственно верхнего и нижнего лежней;

b_{f} — ширина опоры в месте установки соответственно верхнего и нижнего лежней;

d_{t} и d_{d} — глубина расположения рабочей грани соответственно верхнего и нижнего лежней (от фактической поверхности грунта).

7.34. При расчете фундамента без лежней, находящегося в однородном слое и с одинаковой несущей способностью, характеризующейся по всей глубине d коэффициентом пропорциональности R_{g} (п. 7.25), в формулах (7.20), (7.21) и (7.22) следует принимать d_{1} = d_{2} = d и R_{1} = R_{2} = R_{3} = R_{g} , а P_{t} = P_{d} = 0 .

В этом случае расчет условного фундамента производят по формуле:

\frac{1}{R_{g}} (M^{0} - N^{d}e) = \frac{d^{3}}{3} - \frac{2}{3} (\frac{M^{0}}{R_{g}H} + \frac{d^{2}}{2})3/2 , (7.31)

где y_{0} определяется по формуле:

y_{0} = \sqrt{\frac{M^{0}}{R_{g}H} + \frac{d^{2}}{2}} ; (7.32)

e — эксцентриситет силы давления грунта по подошве фундамента.

Для закопанных фундаментов при \frac{d}{a_{f}} \geq 2,5 , а также для свайных фундаментов e = 0,4a_{f} .

Для закопанных фундаментов при \frac{d}{a_{f}} <2,5 эксцентриситет e определяют по формуле:

e = \frac{1}{2} (a_{f} - \frac{N^{d}}{k_{g}\sigma_{f}b_{f}}) . (7.33)

Здесь a_{f} — размер поперечного сечения фундамента вдоль направления действия нагрузки;

b_{f} — размер поперечного сечения фундамента в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

k_{g} и \sigma_{f} — те же значения, что в формуле 7.15 (см. п. 7.24).

Когда фундамент вверху объединен с плитой — ростверком, опирающимся подошвой на грунт (рис. 7.6), давление грунта на подошву фундамента не учитывают, а учитывают только давление грунта по подошве ростверка. При этом эксцентриситет e равнодействующей давления грунта по подошве ростверка будет равен:

e = \frac{1}{2} a_{r} - \frac{4N^{d}}{3k_{g}\sigma_{f}b_{r}} , (7.34)

где a_{r} — размер подошвы ростверка в направлении вдоль действия нагрузки;

b_{r} — то же, перпендикулярном действию нагрузки.

Рис. 7.6. Расчетная схема фундамента с ростверком: 1 — фундамент; 2 — ростверк; 3 — эпюра давления грунта на подошве ростверка

7.35. При H \geq 0,75d при определении M^{0} вместо уравнения (7.31) способом последовательных приближений при определении M^{0} можно использовать следующую приближенную формулу:

M^{0} = (0,1R_{g}d^{3} + N^{d}e)\eta , (7.35)

где \eta — коэффициент, учитывающий влияние плеча H на величину момента, принимаемый по графику, приведенному на рис. 7.7, в зависимости от отношения \frac{H}{d} .

Рис. 7.7. Определение коэффициента \eta , учитывающего влияние плеча H на величину момента

7.36. Клиновидные фундаменты при действии нагрузки вдоль пути с учетом наклона граней в подземной части рассчитывать по методике, приведенной в Приложении 7.

7.37. В пучинистых грунтах районов распространения вечной мерзлоты и глубокого сезонного промерзания расчет несущей способности одиночных призматических фундаментов при действии горизонтальной нагрузки выполняют в соответствии с пп. 7.97 - 7.110.

Определение несущей способности фундамента при нагрузке, одновременно действующей в нескольких плоскостях

7.38. Значение \overline{M_{fz}} расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие момента относительно оси z при одновременном действии момента также относительно оси x вычисляют по формуле:

\overline{M_{fz}} = \frac{M_{fz}}{\sqrt{1 + (\frac{M_{x}^{d}}{M_{z}^{d}} \frac{M_{fz}}{M_{fx}})2}} , (7.36)

где M_{fz} — значение расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие момента (п. 7.13) при нагрузке, равнодействующая которой расположена в плоскости xy и плече горизонтальной силы, равном H_{x} ;

M_{fx} — значение расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие момента (п. 7.13) при нагрузке, равнодействующая которой расположена в плоскости y_{z} , и плече горизонтальной силы, равном H_{z} .

7.39. Значение M_{fz} и M_{fx} определяют по формулам, приведенным выше, для случаев, когда нагрузка действует в одной вертикальной плоскости симметрии фундамента. При определении каждого из них учитывают полное значение вертикальной силы N^{d} .

При заданном значении расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие момента в одной плоскости, например момента \overline{M_{fz}} в плоскости xy, значение несущей расчетной способности фундамента по грунту \overline{M_{fz}} и плоскости yz определяют по формуле:

\overline{M_{fx}} = M_{fx} \sqrt{1 - (\frac{\overline{M_{fz}}}{M_{fz}})2} . (7.37)

Значение N_{f} расчетной несущей способности фундамента по грунту на действие вертикальной силы вычисляют в соответствии с п. 7.24.

Определение внутренних усилий в сечениях призматических фундаментов

7.40. Продольную силу в поперечных сечениях фундамента (по всей его длине) принимают равной вертикальной силе N^{d} . Изгибающий момент, действующий в поперечных сечениях фундамента без лежней на глубине y от расчетной поверхности грунта, от приложенной на высоте H горизонтальной силы F может быть определен по формуле:

M_{y} = F\{H + y[1 - \frac{3H + 2d}{d^{4}} (2y_{0} - y)y^{2}]\} , (7.38)

где

y_{0} = \frac{d(4H + 3d)}{2(3H + 2d)} . (7.39)

Наибольшее значение изгибающего момента M_{max} , действующего в поперечных сечениях фундамента, вычисляют по формуле (7.38) при y = y_{1} , где y_{1} определяется уравнением:

y_{1}^{3} - \frac{3}{2} y_{0}y_{1}^{2} + \frac{d^{4}}{4(3H + 2d)} = 0 . (7.40)

Значения глубин y_{0} и y_{1} приведены в табл. 7.8.

Таблица 7.8

Эпюра поперечных сил Q_{y} , построенная с использованием формулы (7.41), показана на рис. 7.8.

7.42. Интенсивность давления грунта q_{y} , действующая по боковой поверхности фундамента без лежней на глубине y от расчетной поверхности грунта, может быть определена по формуле:

7.44 Лежни рассчитывают на давление грунта, отнесенное к единице длины лежня, равное

РАСЧЕТ СТУПЕНЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ

Определение несущей способности фундамента

G_{w} — вес клина грунта со стороны задней грани фундамента (рис. 7.10), ограниченная наклонными гранями обелиска (при условии установки фундамента на площадке);

G_{w} — вес части клина грунта со стороны задней грани фундамента (см. рис. 7.10), отсекаемая откосом земляного полотна (при условии установки фундамента на откосе); f и f' — расстояние от оси фундамента до центра тяжести соответственно клина грунта G_{w} и G_{w}\prime ;

Определение M^{0} для ступенчатого фундамента

7.50. Расчетная схема условного ступенчатого фундамента, принятая для определения M^{0} , приведена на рис. 7.11. В схеме приняты следующие обозначения:

n — общее число участков фундамента, различающихся шириной в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

i — номер участка, в пределах которого расположена ось поворота фундамента;

d_{1} , d_{2} ..., d_{k} , d_{n} — расстояния от расчетной поверхности грунта до нижних границ 1-го, 2-го, k-го, n-го участков соответственно;

b_{1} , b_{2} ..., b_{k} , b_{n} — ширина 1-го, 2-го, k-го и n-го участков соответственно в направлении, перпендикулярном плоскости действия нагрузки;

a_{f} — размер подошвы фундамента в направлении, параллельном плоскости действия нагрузки;

R_{1} , R_{2} ..., R_{k} , R_{n} — значения коэффициентов пропорциональности R_{k} (см. п. 7.53) для 1-го, 2-го, k-го и n-го участков соответственно;

F_{1} — равнодействующая давления грунта на передние грани фундамента, расположенные выше i-го участка;

F_{2} — равнодействующая давления грунта на задние грани фундамента, расположенные ниже i-го участка;

a_{1} и a_{2} — плечи соответственно сил F_{1} и F_{2} относительно точки 0 (пересечения вертикальной оси фундамента с расчетной поверхностью грунта).

Рис. 7.11. Расчетная схема ступенчатого фундамента: 1 — расчетная поверхность грунта; 2 — ось поворота фундамента

При нумерации участков отдельным номером обозначается по высоте фундамента каждый участок, имеющий одинаковую ширину независимо от того, меняется ли в пределах этого участка размер горизонтального поперечного сечения фундамента в направлении, параллельном плоскости действия нагрузки.

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

\frac{1}{R_{i}} (M^{0} - N^{d}e - G_{w}f + G_{w}'f' + F_{1}a_{1} - F_{2}a_{2}) =

= \frac{d_{i}^{3} + d_{i - 1}^{3}}{3} - \frac{2}{3} [\frac{M^{0} + (F_{2} - F_{1})H}{R_{i}H} + \frac{d_{i}^{2} + d_{i - 1}^{2}}{2}]3/2 (7.53)

7.53. Значения коэффициентов пропорциональности, входящих в уравнения (7.53) и (7.55) - (7.58), определяют по формуле:

R_{k} = k_{g}R_{u}(b_{k} + c_{f}) . (7.59)

7.54. Значения характеристик грунтов R_{u} , c_{f} и \sigma_{f} при расчете ступенчатых фундаментов принимают по табл. 7.7.

7.55. Уравнение (7.53) решают путем последовательных приближений. Расчет выполняют в следующем порядке:

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

б) по формуле (7.53) при значении i определяют M^{0} , которая должна удовлетворять условию:

d_{i - 1} \leq \sqrt{\frac{M^{0} + (F_{2} - F_{1})H}{R_{i}H} + \frac{d_{i}^{2} + d_{i - 1}^{2}}{2}} \leq d_{i} ; (7.60)

в) если условие (7.60) не выполняется, то, следовательно, участок был выбран неверно. За i-й в этом случае следует принять другой участок и расчет повторить.

При этом в случае невыполнения левого неравенства условия (7.60) рекомендуется за i-й принять участок, расположенный более высоко, а в случае невыполнения правого неравенства — более низко.

7.56. Ориентировочно в качестве i-го участка можно принимать тот, в пределах которого расположена точка поворота фундамента при плече горизонтальной силы H = \infty . В этом случае искомый i-й участок может быть определен как удовлетворяющий неравенствам

РАСЧЕТ ГРУППОВЫХ ФУНДАМЕНТОВ НА ВЕРТИКАЛЬНЫХ СВАЯХ

Определение расчетной несущей способности фундамента при нагрузке, действующей в одной вертикальной плоскости симметрии

M_{fx} = (S_{ut}\gamma_{cv}k_{t} + \frac{N^{d}}{n_{p}}) \frac{\Sigma z^{2}}{z_{t}} \gamma_{c3}\gamma_{c4x} ; (7.66)

M_{fx} = (S_{uc}k_{c} - \frac{N^{d}}{n_{p}}) \frac{\Sigma z^{2}}{z_{c}} \gamma_{c3}\gamma_{c4z} , (7.67)

где S_{ut} — предельное сопротивление одной растянутой сваи (п. 7.59);