Top.Mail.Ru

Rails Torg

Анализ поведения сейсмоизолированных железнодорожных мостов при действии проектного и максимального расчетного землетрясения

Цикл статей:
Глава 1 – Специальная сейсмозащита железнодорожных мостов

Глава 2 – Исследование работы верхнего строения пути на мостах с элементами сейсмоизоляции при эксплуатационной нагрузке

Глава 3 – Анализ поведения сейсмоизолированных железнодорожных мостов при действии проектного и максимального расчетного землетрясения

Глава 4 – Технические решения сейсмозащиты железнодорожных мостов

Задача выбора расчетных воздействий для анализа эффективности сейсмоизоляции железнодорожных мостов

Для анализа эффективности систем сейсмозащиты необходим расчет анализируемой системы по акселерограммам землетрясений. Такой расчет требуется как формально, так и по существу для подбора параметров сейсмоизоляции. Формальное произведение расчета по акселерограммам необходимо по требованию п. 2.2.б СНиП 11-7-81* «Строительство в сейсмических районах»[97], однако более важным является то, что учет особенностей работы сейсмоизоляции (повышенное демпфирование, нелинейная диаграмма деформирования сейсмоизолирующих опор) возможен только в рамках динамического расчета. Принципиальным вопросом для проведения такого расчета является задание расчетных акселерограмм. Этот вопрос в теории сейсмостойкости в настоящее время не решен, а в литературе встречаются примеры расчета, которые не только не позволяют оценить эффективность сейсмозащитных устройств, но и дезориентируют проектировщика и приводят к принятию неверных и опасных решений. Хорошо известны случаи, когда неверный расчет привел к обрушению сейсмоизолированных зданий и массовой гибели людей в Бухаресте, Скопье и Нью-Мехико, однако допущенные ошибки повторяются и в современном проектировании.
Следует отметить, что при задании расчетных воздействий используются два принципиальных подхода:

  1. Генерация воздействия под площадку строительства
  2. Генерация воздействия под сооружение
    Генерация воздействия под площадку строительства используется сейсмологами и геофизиками; в принципе такой подход представлялся бы справедливым, если бы была уверенность в достоверности таких прогнозов. На территории бывшего СССР с 1948 г произошло 27 разрушительных землетрясений, из которых только 3 произошли в районах, считавшихся сейсмически опасными [99,103]. Таким образом, мы не можем предсказать даже силу землетрясения, а для генерации воздействия необходимо знать также его спектральный состав. Низкое качество прогнозов спектрального состава характерно не только для отечественных, но и для зарубежных специалистов. Землетрясения в Эль-Центро 1941 г и 1978 г оказались совершенно непохожими друг на друга по спектральному составу.
    Сложившаяся ситуация привела к другому подходу, при котором воздействия генерируются для рассматриваемого сооружения. В этом случае спектральный состав расчетного воздействия выбирается резонансным для сооружения, что должно гарантировать нам сейсмостойкость сооружения при реальных нагрузках.
    В рамках изложенных выше подходов в настоящее время используются четыре способа задания сейсмических воздействий; они детально проанализированы в статьях [33,99,103,105].
    Первый способ использует для расчета акселерограммы прошлых землетрясений. Недостатком этого способа является то, что даже в одном месте акселерограммы землетрясений могут существенно отличаться, о чем было сказано выше. Для обеспечения надежности расчета необходимо выбирать представительный пакет акселерограмм, в котором определяющими будут акселерограммы, вызывающие резонансные колебания сооружений.
    Второй способ предполагает моделирование расчетных воздействий коротким временным процессом с заданным спектром. В литературе имеется много попыток сгенерировать такой процесс. Соответствующие предложения имеются в работах А.Т. Аубакирова [9], А.Ю. Щукина [18], В.В.Костарева [18], В.А.Ветошкина [18], Г.Джонсона [130], Х.Эпштейна [130], Р.Н.Гузеева [28] и др. авторов. Если бы кому-то из авторов действительно удалось бы сгенерировать процесс, приемлемый для расчета широкого класса сооружений, то задача моделирования сейсмических воздействий была бы решена. К сожалению, известные попытки нельзя признать удачными. Анализ и критика известных решений приводится в брошюре А.М. Уздина и А.А. Долгой [105]. Основной дефект известных процессов состоит в их неуравновешенности; при задании ускорений система приобретает нереальные смещения, достигающие десятков метров, а при нормировании смещений не удается задать необходимые ускорения. Учитывая ошибки, допущенные при генерации коротких воздействий, Г. Аннаев предложил короткий временной процесс, который по нашему мнению можно использовать для расчета смещений и ускорений сейсмоизолированных систем.
    Третий способ генерирует синтетические акселерограммы под площадку строительства. Наиболее полно этот подход развит в работах Ф.Ф. Аптекаева [8]. Подход базируется на знании спектрального состава воздействия и генерации акселерограммы с заданным спектральным составом. С нашей точки зрения этот способ в настоящее время нельзя признать приемлемым. Во-первых, как уже отмечалось ранее, сейсмологи пока не могут дать надежную информацию о силе и спектральном составе возможных воздействий. Во-вторых, под заданный спектральный состав можно сгенерировать бесконечное количество акселерограмм, компоненты которых отличаются сдвигом фаз; результаты расчетов по этим акселерограммам могут существенно отличаться [30].
    Четвертый способ генерирует узкополосный процесс с одной или небольшим количеством частот, опасных для сооружения. При этом в качестве сейсмологической информации выступают самые общие характеристики воздействия (как правило, энергетические). Первыми работами в СССР, в которых использовались узкополосные процессы, выполнены профессорами Я.М.Айзенбергом [5] и А.Д.Абакаровым [1]. Эти работы получили развитие в исследованиях [105]; на основе этих исследований в НТЦ СС были разработаны рекомендации по моделированию сейсмических воздействий, утвержденные Госстроем России в 1996 г [78]. Моделируемые таким образом процессы имеют высокий резонансный пик с коэффициентом динамики >3 на частоте, опасной для сооружения. При моделировании таких процессов довольно легко учесть требования к ПЗ и МРЗ. При этом учитывается, что на действие ПЗ система, как правило, работает линейно и характеризуется одной резонансной частотой. Для МРЗ система работает нелинейно и не имеет одной резонансной частоты. Для моделирования акселерограмм необходимо строить амплитудно-частотную характеристику системы (АЧХ) для заданного уровня воздействия и подбирать опасную частоту по пику на АЧХ.
    В соответствии с изложенным, ниже рассмотрен расчет сейсмоизолированных железнодорожных мостов с использованием трех моделей воздействия:
  3. Расчет по акселерограммам прошлых землетрясений;
  4. Расчет с использованием короткого временного процесса;
  5. Расчет по синтетическим акселерограммам, сгенерированным наиболее опасными для рассматриваемых сооружений в соответствии с [78,99,105].

Оценка динамических характеристик сейсмоизолированных
железнодорожных мостов

Для проведения расчета по акселерограммам землетрясений необходимо знать динамические характеристики сейсмоизолированных железнодорожных мостов, такие как частоты, затухания, АЧХ.

Железнодорожные мосты являются существенно нелинейными системами вследствие фрикционного взаимодействия пролетных строений с рельсовой плетью и опорами с подвижными опорными частями. Эти вопросы детально исследованы в работах И.О. Кузнецовой [26,42,53,55]. В упомянутых работах, в частности, показано, что мосты малых пролетов (L<18м) работают при землетрясениях как рамные системы, а мосты больших пролетов (L>44м) работают как система отдельно стоящих консольных стержней. Наиболее сложной является работа мостов средних пролетов, поэтому ниже для анализа был выбран мост с расчетным пролетом 33 м.

Рассматриваемая система относится к числу кусочно-линейных систем релейного типа и может быть рассчитана по описанной ранее программе DRAKON

Расчетная схема исследуемого моста приведена выше в главе 2 (рис. 2.2); в соответствии с рекомендациями этой главы все опорные части – сейсмоизолирующие. Система имеет два демпфера сухого трения и, соответственно, четыре состояния (оба демпфера открыты; первый закрыт; второй закрыт; оба демпфера закрыты). Программа строит матрицы жесткостей и податливостей для каждого из этих состояний.

В представленных ниже таблицах 3.1.-3.6. приведены значения периодов колебаний Т и затуханий у для трех рассматриваемых случаев расположения сейсмоизолирующих опорных частей.

В первом случае рассматривается мост со стандартным расположением опорных частей, пролетные строения которого опираются на одну неподвижную податливую опорную часть с жесткостью С=20000кН/м, определенную с учетом требования по ограничению перемещений СП 35.13330.2011 (u ^0.5 L), и одну подвижную.

Во втором случае неподвижная опорная часть заменена податливой с жесткостью С=2000кН/м (что соответствует перемещениям ).

Третий случай представляет собой опирание пролетных строений на податливые опорные части с жесткостью С =2000 кН/м.

В каждом из этих случаев рассмотрены все варианты положения системы: положение «0» – все демпферы открыты; положение «1» – первый демпфер закрыт; положение «2» – второй демпфер закрыт; положение «3» – все демпферы закрыты.

Кроме того, исследовалось поведение системы как при наличии дополнительного затухания (у=0,3), так и при его отсутствии (у=0,1).

Из таблиц следует, что при обычном расположении опорных частей, одна из которых сейсмоизолирующая, но удовлетворяющая условию СП по жесткости, опасным периодом является Т=0,65с.

Для моста с сейсмоизолирующей опорной частью повышенной гибкости (С=2000 кН/м) Т=1,6с. Принятая гибкость здесь в 5 раз выше допустимой по СП, но соответствует наиболее распространенной величине гибкости сейсмоизолирующих опорных частей в автодорожных мостах. Для моста с распределяющей сейсмоизоляцией (все опорные части податливые) Т=1,2с.

Анализ работы сейсмоизолированного моста с использованием акселерограмм прошлых землетрясений

При выборе расчетных акселерограмм в работе исходили из имеющихся в литературе записях прошлых землетрясений, достоверность которых не вызывает сомнений, и которые многократно использовались при оценке эффективности
систем сейсмоизоляции. Такие акселерограммы использованы в монографиях [7,105,106].

Характеристики этих землетрясений по данным [105] приведены в табл. 3.7.

Очевидно, что наиболее опасными являются землетрясения, частоты которых близки к частотам самого сооружения. Таким образом, учитывая результаты предыдущего раздела, дальнейший расчет целесообразно проводить по акселерограммам таких землетрясений как Инчерк (Т=1,3с), Эль-Центро (Т=0,5с) и Эрзерум С-Ю (Т=0,9с).

На рис. 3.1.-3.3. представлены результаты расчетов по выбранным акселерограммам с использованием программы «ДРАКОН», описанной в главе №2, для случая с одной подвижной, другой – неподвижной опорными частями, т.е. в системе без сейсмоизоляции. Естественно, что взаимные смещения опор относительно пролетного строения и не превосходят 4 см.

При этом, наибольшее смещение возникает для более жесткого воздействия Эль-Центро. Однако при этом, усилия в сооружении и ускорения в его элементах весьма значительны. Так, при том же землетрясении Эль-Центро ускорение пролетного строения превосходят 4 м/с2 (коэффициент динамики более 2-х).

Использование сейсмоизолирующих опорных частей для моста как и для любых систем сейсмоизоляции, позволяет снизить ускорение системы, но при этом, резко повышаются взаимные смещения сейсмоизолированных частей сооружения. В нашем случае, взаимных смещений опор и пролетных строений. Более того, при длиннопериодных воздействиях и слабом демпфировании, ускорение сооружения остается значительным.

В случае, когда пролетное строение опирается на одну податливую, а одну подвижную опорную часть (рис.3.4.), максимальные смещения пролетных строений (порядка 40 см) наблюдаются при землетрясении Инчерк, при этом ускорения сооружения так же значительны и превосходят 4 м/с2.

В случае, когда все опорные части податливые, смещения пролетных строений удается существенно уменьшить (рис.3.5.) по сравнению с предыдущим вариантом, а при реализации затухания (у=0,3) и вовсе сделать равными порядка 17 см (рис.3.6.), что дает возможность подобрать вполне приемлемые по размерам для данного сооружения сейсмоизолирующие опорные части. Для снижения смещений необходимо повышать жесткость сейсмоизоляции и ее демпфирование. Поскольку силы трения в подвижных опорных частях и в пути не преодолеваются, то приемлемым решением является замена подвижных опорных частей на податливые, что повышает суммарную жесткость сейсмоизоляции. Однако простое повышение жесткости (переход на объединяющую сейсмоизоляцию) представляется недостаточным, поскольку максимальные ускорения сооружения при резонансном воздействии Инчерк достигают 6 м/с2.

Выполненные расчеты позволяют сделать следующие выводы:

1. Во всех рассмотренных вариантах силы трения в рельсовом пути, объединяющем пролетные строения, не преодолеваются и мост колеблется как единая рамная система. Это связано с тем, что жесткость сейсмоизолирующих опорных частей много меньше, чем жесткость опор, и пролетные строения не чувствуют жесткости опор и основания. Полученный результат относится к сильным прошлым землетрясениям с расчетной силой 8-9 баллов, т.е. при воздействиях типа МРЗ. Очевидно, что при ПЗ этот вывод сохраняется. Это позволяет дополнить известные результаты И.О. Кузнецовой: утверждение, что сейсмоизолированные железнодорожные мосты следует всегда считать по рамной схеме.

  1. Сопоставление обычной и объединяющей сейсмоизоляций показывает, что по продольным смещениям предпочтение следует отдавать объединяющей сейсмоизоляции, когда все опорные части являются сейсмоизолирующими и объединяют мост в единую рамную систему.
  2. Использование сейсмоизолирующих опорных частей в соответствии с требованиями жесткости по СП приводят к сравнительно небольшим смещениям пролетных строений и рельсового пути в пределах 4 см. Для восприятия этих смещений нет необходимости в устройстве специальных демпферов и уравнительных приборах, однако при этом эффективность сейсмоизоляции приходится ожидать меньше, чем в автодорожных мостах, где указанное ограничение отсутствует.
  3. При устройстве сейсмоизоляции повышенной податливости целесообразно использовать объединящую сейсмоизоляцию и обязательно сочетать сейсмоизолирующие опорные части с демпферами. В рассматриваемом примере смещения пролетных строений при МРЗ от сейсмического воздействия составили порядка 17 см.
  4. Для реализации жесткостей и демпфирования, полученных в рассмотренном примере, могут быть использованы стандартные РОЧ со свинцовым сердечником высотой порядка 40 см или стандартные шаровые опорные части диаметром около 40 см. Для шаровых опорных частей обязательно использование дополнительных гидравлических демпферов.
  5. Использование опорных частей повышенной податливости (в рассмотренном примере С= 2000 кН/м) при эксплуатационных нагрузках ведет к большим перемещениям, чем те, что допускаются по СП 35.13330.2011. Как следует из предыдущей главы это перемещение можно превысить в 1,5 – 2 раза. Дальнейшее увеличение перемещения приводит к тому, что лимитирующим для сооружения будет являться расчет на эксплуатационные нагрузки, в частности, расчет пролетного строения на торможение и поперечные удары подвижного состава. Если при этом усилия в рельсе будут превышать допустимые, то необходимо использовать системы с выключающимися связями, которые блокируют сейсмоизоляцию при эксплуатационных нагрузках

Анализ эффективности работы сейсмоизоляции железнодорожного моста
с использованием коротких временных процессов Аннаева-Уздина

Как отмечалось выше, в литературе предложено много коротких временных процессов для моделирования сейсмических воздействий. Для проведения исследований нами выбран процесс Аннаева-Уздина, основанный на модели Джонсона-Эпштейна [130]. В соответствии с указанными работами велосиграмма землетрясений представляется в следующем виде:

На рисунке 3.7. приведена акселерограмма, велосиграмма и сейсмограмма рассматриваемого процесса.

При А = 1 рассматриваемый процесс характеризуется ускорениями 6 м/с2 и остаточным смещением 0,5 м. Преобладающая частота процесса зависит от шага цифровки; меняя шаг цифровки можно получать воздействия с различным спектральным составом. Авторы процессов рассматриваемого типа предполагали, что за счет изменения частоты процесс будет широкополосным, однако указанного эффекта получить не удается и на спектрах четко выделяется одна преобладающая частота. В качестве примера на рис. 3.8-3.9 приведены спектры ускорений для рассматриваемого процесса при шаге 0,022 (соответствующий период Т=1,85с) и 0,006 (Т=0,5с).

В процессе исследований автором получены оценки преобладающих периодов от шага цифровки, которые представлены на рис. 3.10.

Поскольку рассматриваемый процесс имеет фиксированную амплитуду, возникает необходимость его нормировки. Такая нормировка приведена в диссертационной работе. При нормировании пиковых ускорений было учтено, что они зависят от преобладающего периода воздействия. Характеристики этой зависимости приводятся в «Рекомендациях по заданию уровня сейсмической воздействия на сооружения с различной степенью ответственности» [78], выпущенных НТЦ СС и утвержденных Госстроем России в 1996 г. Для определения уровня сейсмического воздействия при этом необходимо решать уравнение:

Для P(I) используется распределение Пуассона; для вероятности q использовано соотношение, полученное к.т.н. А.А. Долгой [105] и приведенное в упомянутых Рекомендациях [78]. Для решения уравнения (3.2) использована методика и программные средства, разработанные к.т.н. О.А. Сахаровым в среде Windows XP.

Результаты расчетов представлены графически на рис. 3.11.-3.14. Расчеты выполнены для ПЗ и МРЗ, и для двух случаев ситуационной сейсмичности:

  1. Ia=7, Ib=8, Ic=9
  2. Ia=8, Ib=9, Ic=10

При расчете в соответствие с рекомендациями [89-91], допустимая вероятность s принималась 0,001 при МРЗ и 0,1 при ПЗ, что обеспечивает такую же надежность проектируемых объектов, как и надежность объектов массового строительства в средних сейсмогеологических условиях.

Для дальнейшего исследования в качестве сравнения были выбраны вариант простой сейсмоизоляции с ограниченной жесткостью и рекомендуемый вариант с объединяющей сейсмоизоляцией (все опорные части податливые). Для первого случая, исходя из данных таблицы 3.1,3.5 параграфа 3.2, резонансным является период Т=0,671с, а для второго – Т=1,233с.

Дальнейшая задача сводилась к генерации акселерограмм с максимальными ускорениями, соответствующими резонансному периоду колебаний систем с рассматриваемыми вариантами установки опорных частей. Максимальные ускорения расчетного воздействия были определены по графикам, представленным на рисунках 3.11 – 3.14, и сведены в таблицу 3.9.

С использованием предлагаемых акселерограмм по упомянутой программе «ДРАКОН», были выполнены расчеты простой и объединяющей сейсмоизоляции на действие ПЗ и МРЗ при двух вариантах ситуационной сейсмичности. На рис. 3.15-3.18 приведены результаты четырех расчетов при ситуационной сейсмичности 8,9,10 баллов соответственно по картам А,В,С ОСР-97. Данные всех расчетов сведены в таблицу 3.10, в которой приведены смещения пролетных строений, смещения верха опор, ускорения пролетных строений и взаимные смещения опор и пролетных строений, определяющие работу сейсмоизоляции. Отметим, что смещения пролетных строений совпадают.

Выполненные исследования показали следующее:

  1. Простая сейсмоизоляция с ограничением гибкости, равно как и объединяющая, достаточно эффективны и снижают сейсмические нагрузки на опоры. При использованном способе задания воздействия при ПЗ простая сейсмоизоляция позволяет снизить нагрузки почти в 2 раза. Смещение верха опоры снизилось с 25 до 13 мм.
  2. Объединяющая сейсмоизоляция (без ограничения на гибкость сейсмоизолирующих опор) позволяет в 5 раз снизить нагрузки на опоры; максимальное смещение верха опоры снизилось до 5 мм. Этот вывод согласуется с данными исследований по программе министерства транспорта Италии, описанных в [120].
  3. Объединяющая сейсмоизоляция приводит к совместному смещению всех пролетных строений на величину порядка 14 см; для восприятия этого смещения необходимо устройство уравнительных приборов или уравнительных рельсов по торцам пролетного строения. При ограничении жесткости изоляции смещение по торцам достигает 7,5 см, что менее опасно в рельсовом пути, но все равно должно учитываться при его проектировании и устройстве.
  4. При использовании простой сейсмоизоляции с ограниченной гибкостью при МРЗ опора будет работать за пределами упругости; при этом усилия в опоре будут в 3,5 раза больше нормируемых по СП 14.13330.2014 «Строительство в сейсмических районах» [97], что должно приводить к повреждению опоры. Поэтому для сейсмоизоляции с ограниченной жесткостью необходимо устройство дополнительных средств сейсмозащиты; это может быть как дополнительное армирование, так и установка различного рода демпфирующих устройств. Возможные технические решения такой сейсмозащиты рассмотрены в следующей главе диссертации.
  5. При использовании объединяющей сейсмоизоляции без ограничения гибкости опорных частей усилия в опоре и при МРЗ не вызывают в ней пластических деформаций, что позволяет проектировать обычные типовые опоры, уделяя внимание проектированию сейсмоизолирующих опорных частей.
  6. Сейсмостойкость рассмотренного моста при МРЗ определяется смещением пролетного строения относительно опоры. При ограничении жесткости сейсмоизоляции это смещение составило 17,7 см, что требует устройства опорной части высотой 0,2-0,3м; расчеты показывают, что конструктивно эта опорная часть реализуема. Возможные решения по упругой опорной части для данного случая предлагаются в следующей главе диссертации. При объединяющей сейсмоизоляции смещения составляют 36 см; для этого может использоваться РОЧ высотой 40-45 см; её устройство не вызывает сложностей.
  7. Выполненные исследования подтверждают полученные ранее выводы о том, что жесткость сейсмоизоляции необходимо тем или иным способом ограничивать, обеспечивая безопасность движения поездов при ПЗ. Смещения в 14 см представляется допустимым и может быть воспринято за счет известных способов, применяемых при регулировании усилий в рельсах бесстыкового пути.

Расчет по синтетическим акселерограммам, сгенерированным наиболее опасными для рассматриваемых сооружений

Обращает на себя внимание тот факт, что результаты расчета с использованием наиболее опасных воздействий дали меньшее значение ускорений и смещений, чем с использованием синтетического воздействия Анаева-Уздина. Это связано с тем, что наиболее опасное воздействие генерируется при упомянутых ограничениях 3.3-3.6. В то время, как воздействие Анаева-Уздина использует только требование к амплитуде воздействия. Как видно из расчетов, воздействие Анаева-Уздина идет в запас прочности и дает существенное завышение (до 100 %) расчетных смещений и ускорений.

Оценка напряженно-деформируемого состояния рельсовой плети на подходах к мосту

Выполненные расчеты таких мостов показали, что в процессе продольных сейсмических колебаний, вследствие гибкости сейсмоизолирующих опорных элементов, при проектном (ПЗ) и максимальном расчетном (МРЗ) силы трения в
рельсовом пути не преодолеваются и мост колеблется как единая рамная система. При этом пролетные строения могут смещаться относительно насыпи подходов на величину и0 = 15-30 см в зависимости от длины моста и жесткости опорных частей.
Указанные смещения передаются на насыпь подходов к мосту. В результате встает вопрос обеспечения прочности и устойчивости рельсового пути на подходах. Для оценки напряженно-деформируемого состояния рельсов следует учесть, что имеется две возможности передачи возникшей разницы смещений между пролетными строениями и насыпью подходов:

  1. Рельсовая плеть на насыпи работает упруго за счет податливости балластного слоя.
  2. Происходит проскальзывание рельсов по подкладкам.
    В обоих случаях происходит затухание смещений плети от и0 до 0 на некоторой длине плети на насыпи за мостом.
    На участке, примыкающем к мосту, рельсовая плеть будет проскальзывать по подкладкам и смещение рельса w описывается уравнением:

На рисунке 3.25 приведены эпюры перемещений и напряжений в рельсовой плети по ее длине. Расчет выполнен для характерного смещения ио=0.17 м при погонном сопротивлении рельса на сдвиг д=20 кН/м.

Как видно из рисунка смещения рельсовой плети, вызванные смещением сейсмоизолированного пролетного строения затухают на длине около 150 м. При этом напряжения в рельсе достигают 40000 кН/м2. Для обеспечения целостности плети в этом случае необходимо использовать термоупрочненные рельсы с допустимыми напряжениями 49000 кН/м2.

Приведенный результат получен для трехпролетного моста длиной около 100 м. Дальнейшее увеличение длины моста требует обязательной оценки напряжений в рельсах от ПЗ. Для мостов длиной более 150 м следует ожидать перенапряжений в рельсах. В каждом конкретном случае необходимо решать задачу обеспечения допустимых перемещений и напряжений в рельсе. Эта задача выходит за рамки настоящей работы, однако можно утверждать следующее

  1. Увеличение податливости балластного слоя позволяет снизить напряжения в рельсовой плети при ПЗ
  2. Рельсы на подходах целесообразно затягивать так же, как и на мосту на возможность проскальзывания при погонной нагрузке 20 кН/м. При этом усилия в рельсах заметно снижаются. Через 140-160 м от моста следует переходить на усилия проскальзывания 25 кН/м.

Выводы по главе

Выполненные исследования позволяют сделать следующие выводы

  1. В настоящее время нет универсальных рекомендаций по заданию сейсмического воздействия при расчете сооружений по акселерограммам землетрясений. В имеющихся исследованиях для проведения расчетов используются акселерограммы прошлых землетрясений и различные синтетические акселерограммы. В главе выполнены расчеты как по наиболее распространенным акселерограммам прошлых землетрясений, так и по двум типам синтетических акселерограмм. Синтетические акселерограммы оказались более опасными для расчета моста, поскольку в них энергия концентрируется на частотах, резонансных для сооружения.
  2. В главе развит подход генерации воздействия с линейно меняющейся частотой колебаний, предложенный Г.Джонсоном и. Х.Эпштейном [130] и откорректированный в работах А.М.Уздина и Г.Аннаева. При этом автором предложены зависимости шага цифровки процесса и его уровня в зависимости от частоты основного тона колебаний сооружений и ситуационной сейсмичности на площадке строительства.
  3. Из рассмотренных процессов наиболее опасным для сооружения оказался процесс Уздина-Аннаева. Его можно использовать для предварительного расчета сооружения. Такой результат связан с тем, что процесс не учитывает ряд особенностей сейсмического воздействия, в частности, соотношения между пиковыми ускорениями, смещениями и скоростями. Более точный результат можно получить, используя Рекомендации НТЦ СС [78], однако генерация воздействия по этим рекомендациям оказывается более сложной.
  4. Важным результатом выполненных расчетов является факт отсутствия проскальзывания рельсовой плети даже при МРЗ на мостах с сейсмоизолирующими опорами. Это означает, что при их расчете всегда можно использовать рамную расчетную схему. Полученный вывод развивает известные результаты И.О.Кузнецовой [42,53,55].

Список литературы

  1. Рекомендации по заданию сейсмических воздействий для расчета зданий разной степени ответственности // С. -Петербург – Петропавловск- Камчатский. КамЦентр. – 1996. – С. 12.
  2. Рекомендации по проектированию гасителей колебаний для защиты зданий и сооружений, подверженных горизонтальным динамическим воздействиям от технологического оборудования и ветра // М. ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. – 1978. – С. 68.
  3. Рекомендации по проектированию зданий с выключающимися связями // М. ЦННИСК им. В.А.Кучеренко. – 1987. – С. 53.
  4. Савельев, В.Н. Болтовое соединение плоских деталей встык / В.Н. Савельев, А.М. Уздин, Р.Г. Хусид // А.с. СССР N1174616. МКИ F 16 B 5 / 02, 35 / 04. – 1983.
  5. Савельев, В.Н. Болтовое соединение / В.Н. Савельев, А.М. Уздин, Р.Г. Хусид // А.с. СССР N1168755, МКИ F 16 B 5 / 02, 35 / 04. – 1983.
  6. Савельев, В.Н. Болтовое соединение / В.Н. Савельев, А.М Уздин, Р.Г. Хусид // А.с. СССР N1143895, МКИ F 16 B 5 / 02, 35 / 04. – 1983.
  7. Савинов, О.А. О применении динамического гасителя колебаний / О.А. Савинов // Труды научно-исслед. сектора л.о. треста глубинных работ. Выпуск 2.-Л. – М. Госиздат строительной литературы. – С. 30 – 35.
  8. Савинов, О.А. Сейсмоизоляция сооружений (концепция, принципа устройства, особенности расчета) / О.А. Савинов // Избранные статьи и доклады “Динамические проблемы строительной техники”. С.-Петербург. – 1993. – С. 155 – 178.
  9. Савинов, О.А. Современные конструкции фундаментов под машины с динамическими нагрузками и их расчет / О.А. Савинов // Л. -М. Стройиздат. – 1964. – С. 200.
  10. Савинов, О.А. Экспериментальное исследование вибраций железобетонной рамы, составленной из коротких стержней / О.А. Савинов // Труды научно- исследовательского сектора ЛО треста глубинных работ. Л. Стройиздат. – 1940. – С. 36-43.
  11. Савинов, О.А., Назначение уровня расчетного воздействия при оценке сейсмостойкости крупных гидротехнических сооружений / О.А. Савинов, А.М. Уздин // Экспресс-информация ВНИИИС. Сер.14. Сейсмостойкое строительство. – 1980. Вып. 2. – С. 21 – 25.
  12. Сахаров, О.А. К вопросу задания сейсмического воздействия при многоуровневом проектировании сейсмостойких конструкций / О.А. Сахаров // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. № 4. 2004. – С. 7 – 9.
  13. Сахаров, О.А. К вопросу о назначении коэффициентов сочетаний сейсмической и других нагрузок / О.А. Сахаров // Сейсмостойкое строительство. – 2003. № 2.
  14. Сахаров, О.А. Назначение расчетного ускорения с учетом новых карт сейсмического районирования / О.А. Сахаров // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. № 2. 2003. – С. 48 – 49.
  15. Сахарова, В.В. К вопросу об антисейсмическом усилении мостов / В.В. Сахарова, Ю.М. Сильницкий, А.М. Уздин, С.А. Шульман // Улучшение эксплуатационных качеств и содержания мостов и водопропускных труб.Л.ЛИИЖТ. – 1980. – С. 3 – 18.
  16. Сахарова, В.В. Использование пролетного строения для гашения сейсмических колебаний опор мостов / В.В. Сахарова, А.А. Симкин, А.А. Никитин, А.М. Уздин // Экспресс-информация ВНИИИС. Сер.14. Сейсмостойкое строительство. – 1982. Вып. 4. – С. 14 – 18.
  17. Сейсмическая сотрясаемость территории СССР // Под ред. Ю.В. Ризниченко. М. Наука. – 1979. – С. 92.
  18. Смирнов, В.Б. Современная защита от землетрясений / В.Б. Смирнов // М. «Высотные здания». – 04 / 08. – С. 110.
  19. Ставницер, Л.Р. Сейсмостойкость оснований и фундаментов / Л.Р. Ставницер // М. Изд. Ассоциации строительных вузов. – 2010. – С. 447.
  20. Строительные нормы и правила. СНиП II-7-81* // М. Госстрой России. – 2000. – С. 45.
  21. Строительные нормы и правила. СНиП II-7-81 // М. Стрйиздат. – 1982. – С. 49.
  22. Уздин, А.М. Задание сейсмического воздействия. Взгляд инженера- строителя / А.М. Уздин // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. – 2005. № 1. – С. 27 – 31.
  23. Уздин, А.М. Об учете рассеяния энергии при оценке сейсмостойкости транспортных сооружений / А.М. Уздин // Сейсмостойкость транспортных и сетевых сооружений. М. Наука. – 1986. – С. 35 – 44.
  24. Уздин, А.М. Уточнение коэффициента сочетаний сейсмической и подвижной нагрузок при расчете железнодорожных мостов / А.М. Уздин // Экспресс-информация “Сейсмостойкое строительство”. – 1983. Вып. 10. – С. 20 – 23.
  25. Уздин, А.М. Учет демпфирования колебаний в рамках линейно- спектральной теории сейсмостойкости / А.М. Уздин // Материалы конференций и совещаний по гидротехнике. Методы исследований и расчетов сейсмостойкости гидротехнических и энергетических сооружений. ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. – 1982. – С. 29 – 34.
  26. Уздин, А.М. Что скрывается за линейно-спектральной теорией сейсмостойкости / А.М. Уздин // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. – 2009. № 2. – С. 18 – 23.
  27. Уздин, А.М. Задание смещений при расчете сейсмостойкости сооружений и построении шкал балльности / А.М. Уздин, Л.Н. Гиман //
    Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. – 2005. № 5. – С. 12 – 16.
  28. Уздин, А.М. Расчет элементов и оптимизация параметров сейсмоизолирующих фундаментов / А.М. Уздин, А.А. Долгая // М. ВНИИНТПИ. – 1997. – С. 76.
  29. Уздин, А.М. Основы теории сейсмостойкости и сейсмостойкого строительства зданий и сооружений / А.М. Уздин, Т.А. Сандович, Аль- Насер-Мохомад Самих Амин // С.Петербург. Изд. ВНИИГ. – 1993. – С. 175.
  30. Уломов, В.И. Комплект новых карт общего сейсмического районирования территории Российской федерации / В.И. Уломов, Л.С. Шумилина // Сейсмостойкое строительство. № 4. – 1998. – С. 30 – 34.
  31. Хучбаров, З.Г. Сейсмоизоляция автодорожных мостов / З.Г. Хучбаров // Фрунзе. КиргизНии. – 1986. – С. 58.
  32. Цейтлин, А.И. Об учете внутреннего трения в нормативных документах по динамическому расчету сооружений / А.И. Цейтлин // Строительная механика и расчет сооружений. – 1981. N 4. – С. 33 – 38.
  33. Черепинский, Ю.Д. Активная сейсмозащита зданий и сооружений / Ю.Д. Черепинский, Т.Ж. Жунусов, И.Г. Горвиц // Алма-Ата. КазНИИНТИ. – 1985. – С. 32.
  34. Чуднецов, В.П. Здания с сейсмоизоляционным скользящим поясом и упругими ограничителями перемещений / В.П. Чуднецов, Л.Л. Солдатова // Экспресс-информация ВНИИИС. Сер. 14. Сейсмостойкое строительство. – 1979. – Вып. 5. – С. 1 – 3.
  35. Шестоперов, Г.С. Сейсмостойкость мостов / Г.С. Шестоперов // М. Транспорт. – 1984. – С. 143.
  36. Barr, J.M. The seismic safety of bridges: a view from the design office / J.M. Barr // Proc. of 12-th European Conference on Earthquake Engineering. Oxford, UK. – 2002. Paper Reference 840.
  37. Bayrak, O. Seismic design of bridge piers: Ductility demand and supply / O. Bayrak // Proc. of 12-th European Conference on Earthquake Engineering. Paper Reference 10.