Чехол резиновый полушпалы железобетонной для метрополитена

Полезная модель относится к строительной области, в частности к строительству железнодорожного верхнего строения пути метрополитена, и предназначена для применения в системах LVT.
Из уровня техники известен чехол полушпалы железобетонной, который применяется в узле шпального блока для систем рельсового пути, уменьшается по длине и ширине от верха к низу, и на верхнем крае которого расположена окружная, проходящая вверх и наружу уплотнительная кромка, которая лежит на уступе (US 9752285, 05.07.2017).
Недостатками данной конструкции являются низкие эффективность и работоспособность.
Техническая проблема, на решение которой направлена предложенная полезная модель, заключается в расширении арсенала технических средств и создании чехла резинового полушпалы железобетонной для метрополитена, параметры которого устраняют указанные выше недостатки и обеспечивают улучшение эксплуатационных характеристик.
Технический результат, достигаемый при реализации данной полезной модели, заключается в повышении эффективности гашения вибраций полушпалой при движении подвижного состава без усложнения конструкции за счет жесткой с натягом посадки чехла на полушпалу. Также данная форма чехла позволяет использовать полушпалу трапециевидной формы, что позволяет фиксировать путь на большее время и в ходе эксплуатации ведет к меньшему смещению пути из-за износа опорных компонентов.
Указанный технический результат достигается в чехле резиновом полушпалы железобетонной, состоящем из оболочки в виде полой открытой сверху усеченной пирамиды, в основании днища которой лежит трапеция.
Оболочка (кожух) содержит днище, боковые и торцевые стороны, при этом в основании каждой из сторон лежит трапеция.
Высота Н сторон составляет 153±1,5 мм, внутренняя длина L чехла - 650±3 мм, внутренняя длина L1 днища - 640±2,5 мм, ширина В1 одной из торцевой стороны днища - 197±1,5 мм, ширина В2 другой торцевой стороны днища - 178±1,5 мм.
Каждая из сторон выполнена с внутренними ребрами.
Чехол резиновый полушпалы железобетонной выполнен из поперечного стирол-бутадиен-каучука.
Данное выполнение чехла из оболочки в виде полой открытой сверху усеченной пирамиды, в основании днища которой лежит трапеция, является подходящим и технически удачным решением для ремонта и реконструкции существующих путей метрополитена, в конструкции которых используется деревянная полушпала (опора рельса) в форме параллелепипеда, поскольку обеспечивает адаптацию при монтаже системы LVT с заявленным чехлом в имеющееся посадочное место (ложе), что приводит к росту показателей геометрической стабильности пути (более качественный путь), а также к удешевлению реконструкции пути, т.к. не происходит изменения посадочного места после демонтажа деревянной полушпалы, и расширению арсенала технических средств и области применения, а также повышение эксплуатационных характеристик за счет снижения механической вибрации во время прохождения подвижного состава, уровня шума и повышения предела выносливости за счет обеспечения способности выдерживать большую нагрузку в предельном состоянии.
F
BZ
Сущность полезной модели поясняется чертежами, где на фиг. 1 изображен вид сверху чехла; на фиг. 2 - разрез А-А по фиг. 1, на фиг. 3 - разрез Б-Б по фиг. 1; на фиг. 4 - эксцентриситет нагрузки; на фиг. 5 - балка на упругом основании с боковыми опорами; на фиг. 6 - диаграмма Смита для бетона в зоне среза, увеличено до 2 млн. (циклы нагрузки для β / β /=0,5 (мин σ=0); n = число циклов нагрузки); на фиг. 7 - кривая Велера.
Чехол резиновый является составной частью конструкции системы LVT и изготавливается из поперечного стирол-бутадиен-каучука с внутренними продольными по длине ребрами и представляет собой оболочку, состоящую из днища 1, боковых 2 и торцевых 3 сторон. В основании каждой из сторон 2, 3 и днища 1 лежит трапеция.
Перечень показателей чехла резинового приведен в таблице 1.
Чехол резиновый является изолятором полушпалы от безбалластного основания пути, а также направляющей, задающей вектор движения при работе прокладки. При монтаже системы LVT чехол с вложенной прокладкой и установленной полушпалой замоноличивается в безбалластное основание пути. Сама система LVT состоит из армированных железобетонных блоков на эластичных прокладках, уложенных в чехол резиновый и затем замоноличенных в неармированный бетон, что позволяет снизить уровень шума за счет заявленной конструкции чехла (более плотная посадка трапециевидного чехла препятствует перемещению полушпалы внутри посадочного места, и, как следствие, снижает механическое воздействие и вибрации, передаваемые на основание пути, с сохранением изолированности между элементами для упругого демпфирования вертикальных и горизонтальных динамических нагрузок, а также способствует более длительной эксплуатации полушпалы и стабильности ее положения относительно полотна пути), а внутренние ребра 4 обеспечивают дополнительное горизонтальное демпфирование полушпалы от безбалластного основания пути с целью сохранения геометрии посадочного места.
При монтаже в имеющееся после демонтажа деревянной полушпалы посадочное место системы LVT, установленной в заявленной конструкции чехла, разница (образовавшееся пространство) между формами и размерами старой полушпалы и системы LVT бетонируется (объем/пространство заполняется бетоном). Данная разница обеспечивается формой заявленного чехла, а также дополнительно и размерами чехла, что повышает стабильность геометрических показателей пути.
Указанные в таблице 1 размеры чехла резинового являются оптимальными для обеспечения заявленного технического результата и сохранении (прочности, долговечности и т.п.) железобетонных блоков в системе LVT и повышения фиксации пути, что подтверждается приведенными ниже расчетами.
Нагрузки на систему LVT (далее - LVT-блоки).
В этом разделе указано определение нагрузки на LVT-блок, при этом отдельно рассматриваются нагрузки в Предельном работоспособном состоянии (ПРС) и в Предельном состоянии деформация (ПСД).
Нагрузки для ПРС - циклически возникающие нагрузки. Эти нагрузки служат для проверки ограничений по толщине трещин и усталости бетона и металла.
Предельное состояние - деформация (ПСД) рассматривается для определения прочности несущих элементов. Эти нормативные нагрузки повышаются частными коэффициентами запаса прочности во время проверки прочности.
Расчеты и проверки по указанным выше двух случаям проводились для двух разных сценариев. Распределение нагрузки с коэффициентом 0,34 (Сценарий нагрузки 1; СН1) было рассчитано с помощью теории Циммермана (см. пункт 2.2), коэффициент распределения 0,5 (Сценарий нагрузки 2; СН2) получен, используя более консервативное распределение 50% нагрузки на рассматриваемую опору и 25% нагрузки на две соседние опоры.
Нагрузки от оси и колес.
k
Значение статической нагрузки от оси Q=170 кН было выбрано согласно проектным требованиям Московского Метрополитена.
v
стат
k
Статическая нагрузка от колес Q, ,  (без учета центробежных сил и эксцентриситета) составляет половину статической нагрузки от оси.
Qv, стат, k=Qk/2=85 кН
Распределение нагрузки от оси/колесной пары по рельсе.
Распределение нагрузки от оси относительно колесной пары для Сценария нагрузки 1 было рассчитано с использованием теории Циммермана (см. также документ DCA138.A298 - Проектный документ DCA 138.А298 для Проекта Московского Метрополитена, Sonneville AG, 2012). Учитывая общий коэффициент упругости для опор в размере 20 кН/мм, расстояние между блоками 600 мм и использование рельс типа R50, распределение нагрузки составляет μ=0,34.
Динамический коэффициент.
Динамический коэффициент может быть определен в зависимости от скорости, качества путей и расстояния между опорами.
Для оценки динамического коэффициента могут быть использованы разные источники.
В связи с тем, что рассматриваемые безбалластные железнодорожные пути представляют собой пути, которые легко обслуживать и поддерживать в порядке, применяется следующая формула согласно Еврокоду 1, германскому техническому стандарту DIN 101 (EN 1991.2: 2003. Еврокод 1: Воздействия на конструкции - Часть 2: Транспортные нагрузки на мосты, 2003; Германский технический стандарт DIN 101, воздействия на мосты, выпуск марта 2009 г.) для Предельного состояния - деформация (ПСД).
Для Предельного работоспособного состояния (ПРС) и предела выносливости динамический коэффициент снижен:
, где
Таким образом, согласно Еврокоду 1, германскому техническому стандарту DIN 101, применяются нижеследующие динамические коэффициенты:
Как вариант, динамический коэффициент может быть посчитан после расчета элементов верхнего строения пути по методу проф. Лейкауфа («Железнодорожные пути и компоненты», брошюра, Мюнхенский технический университет, 2001), где может быть выбрано влияние состояния пути и скорости с помощью следующего уравнения:
где
n=влияние верхнего строения пути
Ф=влияние скорости
В следующей таблице приведены динамические коэффициенты для путей разного состояния и разных скоростей. В силу характерных особенностей безбалластных путей учитываются пути только очень хорошего (n=0,1) и хорошего (n=0,15) состояния.
Динамические значения с учетом верхнего строения пути. Проф. Лейкауф.
Для статических расчетов был выбран указанный ниже динамический фактор, аналогично «статическому расчету по стандартным LVT блокам» («27-1063 - статический расчет стандартных LVT-блоков», SSF-Ingenieure, Мюнхен, 30.07.2010. Расчет стандартных LVT блоков с разными сценариями нагрузки):
Для Предельного работоспособного состояния (ПРС) и предела выносливости:
ПРС
Ф = 1,5
Для Предельного состоянии - деформация (ПСД):
ПСД
Ф=1,8
Перераспределение вертикально направленных сил.
Эксцентриситет нагрузки.
В связи с наличием эксцентриситета приложения нагрузки (в вертикально направлении) и центробежных сил опоры подвергаются непостоянным нагрузкам.
Эксцентриситет нагрузки установлен в Еврокоде и германском техническом стандарте DIN 101 согласно фиг. 4, где:
EX
В нормативно правовых документах, регулирующих устройство железнодорожных путей (нем. Oberbauvorschriften), данный случай нагрузки не рассматривается. В целях более высокого уровня безопасности для расчета LVT-блоков используется коэффициент распределения нагрузки f в отношении Предельного состояния деформация (ПСД).
EX
Значение перераспределения нагрузки от колесной пары из-за эксцентриситета установлено следующим образом: f=1,25
Центробежные силы.
Когда поезд проходит поворотный участок путей, начинают воздействовать центробежные силы, которые компенсируются в той степени, в которой путь имеет внутренний уклон. Однако для пути данной конструкции полная компенсация возможна только на определенной скорости.
B
В нормативно-правовых документах, касающихся верхнего строения пути (Б. Лихтбергер: «Справочник по ж./д. путям», Tetzlaff Verlag, 2е издание 2004 г.) значение перераспределения нагрузки от колесной пары из-за центробежных сил обычно составляет f=1,1-1,2.
B
Для дальнейших расчетов при анализе Предельного работоспособного состояния и Предельного состояния - деформации будет использоваться коэффициент перераспределения из-за центробежных сил f=1,2.
Боковые силы.
В
B
Боковые направляющие силы возникают на поворотах и учитываются с помощью коэффициента L/V=Н/Q=0,5
Нагрузки на блок.
С учетом указанных выше коэффициентов и нагрузок в таблице ниже указаны значения коэффициента нагрузки для Предельного работоспособного состояния (ПРС)+предел выносливости и Предельного состояния - деформация (ПСД):
Нагрузки на блок для анализа Предельного работоспособного состояния (ПРС)+предела выносливости:
Нагрузки на блок для анализа Предельного состояния - деформация (ПСД):
Q<sub>k</sub> [кН]
Нормативная нагрузка от оси
Q<sub>v, стат, k</sub> [кН]
Нормативная нагрузка от колесной пары
f<sub>EX</sub> [-]
Коэффициент эксцентриситета
f<sub>B</sub> [-]
Коэффициент центробежных сил
Q<sub>v, дин, k</sub> [кН]
Нормативная динамическая нагрузка от колесной пары
μ
Коэффициент распределения нагрузки
Q<sub>B, ПРС, k</sub> [кН]
Нормативная вертикальная нагрузка на опору для ПРС + предел выносливости
Н<sub>В, ПРС, k</sub> [кН]
Нормативная боковая нагрузка на опору для ПРС + предел выносливости
Q<sub>B, ПСД, k</sub> [кН]
Нормативная вертикальная нагрузка на опору для ПСД
Н<sub>в, псд, k</sub> [кН]
Нормативная боковая нагрузка на опору для ПСД
Расчеты по LVT-блокам
Свойства материалов
<u>Бетон:</u>
С45/55
- прочность на сжатие
f<sub>ck</sub> = 45 Н/мм<sup>2</sup> – стандартная прочность на сжатие (цилиндр)
f<sub>cd</sub> = (η x f<sub>ck</sub>)/ γ<sub>c</sub> – расчёт прочности на сжатие согласно германскому стандарту DIN 1045 - 1
γ<sub>c</sub> – частный коэффициент запаса прочности для бетона (усталость)
η = (30 / f<sub>ck</sub>)<sup>1/3</sup> = (30/45)<sup>1/3</sup> = 0,87
f<sub>cd</sub> = (η x f<sub>ck</sub>)/ γ<sub>c</sub> = 0,87 х 45 / 1,5 = 26,2 Н/мм<sup>2</sup>
- прочность на изгиб
минимальное значение согласно тех. требованиям STR081.A298 (см. приложение D)f<sub>ctm</sub> = 6,0 Н/мм<sup>2</sup> (должно быть проверено в ходе фактически выполненных тестов)
<u>Стальная арматура:</u>
Марка BSt 500
- прочность на растяжение
f<sub>yk</sub> = 500 Н/мм<sup>2</sup>f<sub>yd</sub> = f<sub>yk</sub> / γ<sub>s</sub> = 500/1,15 = 435 Н/мм<sup>2</sup>
<u>Стальной уголок:</u>
S355 JO 65 x 65 x мм
Расчетная модель
Балка на упругом основании (см. фиг. 5).
Основание
Балка на упругом основании служит основой для расчета внутренних сил. Коэффициент упругости балки получается, исходя из жесткости амортизирующей прокладки под блоком и резинового чехла по всей длине блока. Отдельные боковые опоры А и В расположены на каждом конце блока относит. балки, жесткость этих опор получается, исходя из жесткости резинового чехла. Расчет внутренних сил не линеен, необходимо иметь в виду, что основание и две боковые опоры активны только, когда возникает реакция на давление.
Поперечная жесткость основания
v
RES
ВР
RB
Верхняя часть представляет собой основание, которое реагирует только на давление. Жесткость основания c получается, исходя из полученного значения коэффициента упругости c жесткости прокладки блока с и жесткости резинового чехла c в соответствии со следующей формулой:
RES
ВР
RB
c=1/(1/с+1/c)
RES
c=1/(1/25+1/2000)=24,7 кН/мм=24700 кН/м
Блок
RES
v
В зависимости от длины блока L и полученного значения коэффициента упругости c жесткость основания c рассчитывается следующим образом:
v
RES
Блок
c=C/L=24700 кН/м/0,64 м=38594 кН/м
Жесткость отдельных опор
Боковая часть представляет собой отдельную боковую опору, которая реагирует только на давление. Жесткость рассчитана следующим образом:
Жёсткость стенки резинового чехла:
С<sub>B,L</sub> = 2,6 х 10<sup>-3</sup> кН/мм<sup>3</sup>
Высота резинового чехла:
h = 120 мм
Ширина резинового чехла с узкой стороны блока:
b<sub>A</sub> = 204 мм
Ширина резинового чехла с широкой стороны блока:
b<sub>Е</sub> = 184 мм
Жесткость боковой опоры А (узкая сторона) рассчитана следующим образом:
H
-3
с=2,6×10×120×204=63,7 кН/мм=63648 кН/м
Жесткость боковой опоры В (широкая сторона) рассчитана следующим образом:
Н
-3
с=2,6×10×120×184=57,4 кН/мм=57408 кН/м
Внутренняя нагрузка
z
у
x,k
Внешняя нагрузка распределяется через рельсу - подошву рельса на LVT-блок. В данном случае используется наклон 1:1 к оси блока (см. приложение А). Точка воздействия нагрузки от колесной пары (в вертикальном и горизонтальном направлении) расположена эксцентрично относительно вертикальной оси (эксцентриситет e) и верхней части рельсы (эксцентриситет е). Это создает момент силы M, который рассчитывается следующим образом:
х
k
х
Q
k
х
Н, k
М,=М,,,+М,
х, Q, k
B
k
у
М=Q,, × е
х, Н, k
в, k
z
М=Н, × e
х
k
1,k
2,k
Момент М,  используется для расчета линейной нагрузки с ординатами q и q, которые используются для определения внутренних сил.
1,k
B, k
x
k
2
q=Q / b+(6 × M,  / b)
2,k
B, k
x
k
2
q=Q / b - (6 × M,  / b)
Ординаты для Предельного работоспособного состояния (ПРС) и предела выносливости для Сценария нагрузки 1:
х,
k
х,
Q
k
х, Н, k
М=М+М
х, k
М=53,55 кН × 0,023 м + 26,78 кН × 0,229 м=7,36 кНм
1,k
2
q=53,55 кН / 0,309 м - 6 × 7,36 кНм / (0,309 м)=-228,40 кНм (в направлении вверх)
2,k
2
q=53,55 кН / 0,309 м + 6 × 7,36 кНм / (0,309 м)=636,00 кНм (в направлении вниз)
Ординаты для Предельного работоспособного состояния (ПРС) и предела выносливости для Сценария нагрузки 2:
х, k
х
Q
k
х
Н, k
М=М, , +М,
х, k
М=76,50 кН × 0,023 м + 45,10 кН × 0,229 м=12,27 кНм
1,k
2
q=76,50 кН / 0,309 м - 6 × 12,27 кНм / (0,309 м)=-523,51 кНм (в направлении вверх)
2,k
2
q=76,50 кН / 0,309 м + 6 × 129,27 кНм / (0,309 м)=1018,65 кНм (в направлении вниз)
Ординаты для Предельного состояния - деформация (ПСД) для Сценария нагрузки 1:
х, k
х, Q, k
х, Н, k
М=М+М
х, k
М=80,43 кН × 0,023 м + 48,20 кН × 0,229 м=12,88 кНм
1,k
2
q=80,33 кН / 0,309 м - 6 × 12,88 кНм / (0,309 м)=-549,68 кНм (в направлении вверх)
2,k
2
q=80,33 кН / 0,309 м + 6 × 12,88 кНм / (0,309 м)=1069,59 кНм (в направлении вниз)
Ординаты для Предельного состояния - деформация (ПСД) для Сценария нагрузки 2:
х, k
х, Q, k
х, Н, k
М=М+М
х, k
М=114,75 кН × 0,023 м + 68,95 кН × 0,229 м=18,41 кНм
1,k
2
q=114,75 кН / 0,309 м - 6 × 18,41 кНм / (0,309 м)=-785,26 кНм (в направлении вверх)
2
k
2
q,=114,75 кН / 0,309 м + 6 × 18,41 кНм / (0,309 м)=1527,98 кНм (в направлении вниз)
h
h
Уклон рельсов уже заложен в бетонный блок, поэтому, опора в нижней части параллельна боковым силам и нет необходимости модифицировать опоры для создания уклона (F=F', Fv=Fv').
Внутренние силы
Изгибающие моменты, рассчитанные с помощью программного приложения FEM AxisVM, имеют отрицательные значения. Эти изгибающие моменты производят растягивающую силу, действующую на нижнюю часть блока.
Внутренние силы для Предельного работоспособного состояния и предел выносливости, Сценарий нагрузки 1:
Внутренние силы для Предельного работоспособного состояния и предел выносливости, Сценарий нагрузки 2
Внутренние силы для Предельного состояния - деформации, Сценарий нагрузки 1:
Внутренние силы для Предельного состояния - деформации, Сценарий нагрузки 2:
Значения в поперечном разрезе
Для статического расчета значений для состояний ПРС и ПСД, указанных в пункте 2, берется поперечный разрез в том месте, где возникает наиболее высокий изгибающий момент.
b
обозначает ширину блока в выбранном для поперечного разреза месте
h
высота блока в выбранном для поперечного разреза месте
площадь сечения стального уголка
A<sub>Su</sub>
площадь сечения нижней арматуры
A<sub>So</sub>
площадь сечения верхней арматуры
y,c
I - Момент инерции поперечного среза бетона в рассматриваемом месте;
y-L
I - Момент инерции профиля стального уголка;
y_As1
I - Момент инерции нижней арматуры;
y_As2
I - Момент инерции верхней арматуры;
y,id
I - Идеализированный момент инерции поперечного среза блока;
c
A - Поперечный срез бетона в рассматриваемом месте;
u,c
W - Момент сопротивления сечения в рассматриваемом месте;
id
A - Идеализированный поперечный срез в рассматриваемом месте;
u,id
W - Момент сопротивления идеализированного поперечный среза в рассматриваемом месте.
Анализ LVT блоков
В железнодорожном и автодорожном строительстве принято использовать неармированный бетон и, таким образом, учитывать прочность на растяжение бетона.
По этой причине анализ усталости проводится на бетоне без трещин согласно работе «Бетонные пути» проф. Лейкауфа (Мюнхенский технический университет) (Айзенман, Лейкауф: «Бетонные пути», 2й выпуск, Verlag Ernst & Sohn, 2003).
Предельное работоспособное состояние (ПРС) и предел выносливости
Проводятся следующие анализы усталости:
a) Анализ усталости бетона без трещин в состоянии I (без трещин)
Повреждение от усталости приводит к образованию трещин в бетоне, это принимается за переходное состояние к состоянию II.
b) Анализ усталости стальной арматуры (состояние II)
В этом случае рассматривается бетон с трещинами.
Повреждение от усталости приводит к поломке армирующего материала.
Анализ усталости бетона в состоянии I (бетон без трещин)
В целях проведения анализа усталости бетона в состоянии I анализируется прочность на изгиб. Усталостная прочность бетона основана на диаграмме Смита.
ct(BZ),k
2
Нормативная прочность бетона на изгиб: f=6,0 Н/мм
c,R
ct(BZ),k
2
Усталостная прочность бетона при напряжении при изгибе: Δσ=0,5×f=3,0 Н/мм
В таблице ниже указаны результаты анализа усталостной прочности при изгибающем моменте для предельного работоспособного состояния (ПРС) и Сценария нагрузки 1 (СН 1).
с
k
u
id
k
id
2
Δσ[Н/мм]=M/W,+N/A
В таблице ниже указаны результаты анализа усталостной прочности при изгибающем моменте для предельного работоспособного состояния (ПРС) и Сценария нагрузки 2 (СН 2).
с
k
u
id
k
d
2
Δσ[Н/мм]=М/W,+N/Ai
Существующий изгибающий момент в блоках меньше усталостной прочности бетона.
Предел выносливости не достигнут, повреждения бетона от усталости в предельном работоспособном состоянии не возникает.
Анализ усталости стальной арматуры в состоянии II (бетон с трещинами)
Данный анализ проводится в соответствии с Еврокодом 2 для строительных конструкций; принципиально важно, что всегда берется бетон с трещинами (состояние II).
Усталостная прочность стальной арматуры определена на кривой Велера (см. фиг. 7), где А - предел текучести арматуры.
Кривая Велера для стальной арматуры согл. EN 1992-2: Еврокод 2: Проектирование конструкций из армированного и преднапряженного бетона - Часть 2: Бетонные мосты - правила проектирования и постройки, 2007 г. и Германский технический стандарт DIN 1045, «Бетонные конструкции, армированный и преднапряженный бетон - Часть 1: проектирование и изготовление.», выпуск 2008 г..
Усталостная прочность стальной арматуры определена следующим образом: N=5 × 106 циклов нагрузок («27-1063 - статический расчет стандартных LVT-блоков», SSF-Ingenieure, Мюнхен, 30.07.2010. Расчет стандартных LVT блоков с разными сценариями нагрузки). Для расчета верхнего строения пути достаточно использовать нормативные значения усталости (квантильное значение 95%).
6
Усталостная прочность стальной арматуры (N=5 × 10):
D,уст
Rsk
1/k2
6
6
1/9
2
Δσ=(N*/N)×Δσ=(1×10 / 5×10)×162,5=136 Н/мм
В таблице ниже указаны результаты анализа усталостной прочности стальной арматуры при максимальном изгибающем моменте для Предельного состояния - деформация (ПСД) в состоянии II (бетон с трещинами) и Сценария нагрузки 1 (СН 1).
В таблице ниже указаны результаты анализа усталостной прочности при изгибающем моменте для предельного работоспособного состояния (ПРС) и Сценария нагрузки 2 (СН 2).
Su
A=существующая арматура в зоне растяжения блока
d=расстояние от верхней части блока до арматуры в зоне растяжения
В рассматриваемом трапециевидном блоке предел выносливости стальной арматуры достигнут не был, таким образом, ограничений на срок эксплуатации стали не устанавливается.
Предельное состояние - деформация (ПСД), Сценарий нагрузки 1
Расчеты по необходимой арматуре были проведены с использованием изгибающих моментов с нагрузками при ПСД, Сценарий нагрузки 1, при этом получены следующие значения:
Расчет
Прочность на сжатие бетона и прочность на изгиб стали изменяются частными коэффициентами запаса прочности согласно Еврокоду 2.
Итоговые результаты для Предельного состояния - деформации (ПСД), Сценарий нагрузки 1:
Предельное состояние - деформация (ПСД), Сценарий нагрузки 2
Расчеты по необходимой арматуре были проведены с использованием изгибающих моментов с нагрузками при ПСД, Сценарий нагрузки 2, при этом получены следующие значения:
Расчет
Прочность на сжатие бетона и прочность на изгиб стали изменяются частными коэффициентами запаса прочности согласно Еврокоду.
Итоговые результаты для Предельного состояния - деформации (ПСД), Сценарий нагрузки 2:
Изгибающие моменты в Предельном работоспособном состоянии (ПРС) использовались для анализа усталостной прочности. Сравнение прочности на изгиб бетона с существующим изгибающим моментом блока показало, что предел прочности на изгиб не превышается. Таким образом, не ожидается разрушения от усталости в Предельном работоспособном состоянии и на пределе выносливости.
Был определен коэффициент необходимого армирования на основе изгибающих моментов в Предельном состоянии - деформации для двух сценариев нагрузки - 1 и 2.
Существующий коэффициент сильно выходит за пределы коэффициента необходимого армирования, что гарантирует дополнительную безопасность.