Материалы сайта
Это интересно
Мосты
10 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВНУТРЕННИХ УСИЛИЙ В ПЛИТАХ. Внутренние усилия в плитах определяем от комбинации постоянных и временных нагрузок путем загружения соответствующих линий влияния (рис. 10.1 и 10.2, а и б). При вычислении расчетных усилий учитываются следующие расчетные коэффициенты: коэффициенты надежности по нагрузке: для собственного веса конструкций ?f1= 1,1; для слоя покрытия ?f2= 1,5; для выравнивающего, изоляционного и защитного слоев ?f3= 1,3; для полосовой нагрузки ?fA= 1,2; для тележки А-11 при длине загружения ?= lp= 16,9 м < 30 м ?fAт= 1,5- 0,01?= 1,5- 0,01*16,9= 1,33 ; принимаем ?fАт= 1,5; для толпы на тротуаре ?fт= 1,2; для нагрузки НК- 800 ?fК= 1; динамические коэффициенты: для нагрузки А-11 при длине загружения ?= 16,9 м (1+?)А= 1+ [(45- ?)/ 135]= 1+[(45- 16,9)/ 135]= 1,21; для нагрузки НК- 800 при ?= 16,9 м > 5 м (1+ ?)К= 1,1. Интенсивность равномерно распределенной нагрузки от толпы на тротуарах рт= 4- 0,02?= 4- 0,02*16,9= 3,66 кПа. Интенсивность полосовой нагрузки А-11 qпол= 11 кН/ м. Давление на ось тележки А-11 РАт= 110 кН. Давление на ось спецмашины НК- 800 РК= 800/ 4= 200 кН. При определении изгибающего момента в середине пролета от временных нагрузок учитываем коэффициенты поперечной установки, полученные наиболее точным методом Б.Е.Улицкого. Поперечную силу в опорном сечении от временных нагрузок вычисляем с учетом изменения коэффициентов поперечной установки по длине пролета (рис. 10.2, в). Изгибающий момент в сечении посередине пролета (рис. 10.1) определяем при площади линии влияния момента для этого сечения ?М= (1/ 2) lp (lp/ 4)= 16,92/ 8= 35,701 м2. От постоянных нагрузок Мg= (?f1 q1+ ?f2 q2+ ?f3 q3) ?M= (1,1*12,12+ 1,5*1,55+ 1,3*1,49)35,701= 628,11 кН*м; Мgn= (12,12+ 1,55+ 1,49)35,701= 541,21 кН*м. От временных нагрузок определяем изгибающие моменты при трех вариантах загружения: от нагрузки А-11 и толпы на тротуарах (ширина тротуара bт= 1,5 м) М= (1+ ?)А(?fА qпол*КПУА ?М+ ?fАтРАт*КПУАт*?21yf)+ ?fтртbт*КПУт ?М= 1,21[1,2*11* *0,151*35,701+ 1,33*110*0,192(4,23+ 3,85)]+ 1,2*3,65*1,5*0,056*35,701= 492,084 кН*м; Мn= 11*0,151*35,701+ 110*0,192*7,95+ 3,65*1,5*0,056*35,701= 59,299+ 167,904+ 10,946= =238,149 кН*м; от двух полос нагрузки А-11, максимально приближенных к бордюру М=(1+ ?)А(?fА qпол*КПУА*?М+ ?fАтРАт*КПУАт*?21yf)= 1,21[1,2*11*0,171*35,701+ 1,5* *110*0,201(4,23+ 3,85)]= 421,754 кН*м; от нагрузки НК- 800 М=(1+ ?)К ?fК РК*КПУК*?41yf= 1,1*1*200*0,099(3,62+ 3,86+ 4,23+ 3,86)= 339,1 кН*м; Мn= 200*0,099*15,57= 308,3 кН*м. Максимальный момент от постоянных и временных нагрузок возникает при установке на пролетное строение двух полос нагрузки А-11 на краю ездового полотна и равен М= 628,11+ 421,754= 1049,864 кН*м. Этот момент используется в расчетах на прочность. Поскольку нагрузки НК- 800 и А-11, установленные у бордюра, не учитываются в расчетах трещиностойкости, то эти расчеты выполняются по значению нормативного момента, полученного при загружении пролетного строения нагрузкой А-11 и толпой на тротуаре: Мn= 541,21+ 297= 838,21 кН*м. Моменты от постоянных нагрузок: расчетный Мg= 628,11 кН*м, нормативный Мgn= 541,21 кН*м. Определяем поперечную силу у опоры (рис. 10.2) при площади линии влияния QА ?Q= 1/ 2 y1 lp=(1/ 2)*1*16,9= 8,45 м. От постоянных нагрузок Qg=(?f1 g1+ ?f2 g2+ ?f3 g3)?Q=(1,1*12,12+1,5*1,55+1,3*1,49)8,45=148,67 кН; Qg=(12,12+1,55+1,49)8,45=128,102 кН. При определнии поперечной силы от временных нагрузок график изменения коэффициентов поперечной установки по длине пролета, по рекомендации Н.И.Поливанова, принимаем состоящим из трех участков: в средней части пролета длиной 2/3 lp значение коэффициента поперечной установки постоянно и равно КПУ середины пролета (КПУА, КПУАт или КПУК в зависимости от расчетного случая), на приопорных участках длиной l1=16,9/6=2,8 м значение КПУ меняется от КПУ середины пролета до КПУоп=0,5. В соответствии с характером изменения коэффициента поперечной установки (рис.10.2) полосовую нагрузку учитываем по всей длине пролета с постоянным КПУА и дополнительно на приопорных участках длиной 2,9 м - с КПУ, изменяющимся от нуля со стороны пролета до (0,5-КПУА) на опорах. Перемножение эпюр qпол. и КПУ производим по методу Симпсона. Рассматриваем варианты размещения временной нагрузки по ширине пролетного строения. Две полосы нагрузки А-11 смещены к краю проезжей части и сочетаются с толпой на тротуаре: КПУА= 0,151, КПУАт= 0,192, КПУт= 0,056. Q= (1+?)А ?fА qпол{?QКПУА+lI/ 6[y1(КПУоп-КПУА)+4(y1+y2)/ 2*(КПУоп-КПУА)/ 2]+ +lI/ 6*4(y3/ 2)*(КПУоп-КПУА)/ 2}+ (1+?)А ?fАтРАт?21yf КПУАтf= 1,21*1,2*11{8,45*0,151+ +(2,8/ 6)*[1(0,5- 0,151)+4(1+ 0,941)/ 2*(0,5- 0,151)/ 2+4(0,166/ 2)*(0,5- 0,151)/ 2]}+ 1,21х х1,5*110(1*0,5+ 0,9112*0,335)= 189,235 кН; Qn= 11[8,45*0,151+ (2,8/ 6)(1*0,349+4(1,941/ 2)*(0,349/ 2)+4(0,166/ 2)*(0,349/ 2))]+110х х 0,8053= 90,599 кН. Две полосы нагрузки А-11 максимально приближены к бордюру: КПУА= 0,171, КПУАт= 0,201. Q= (1+?)А ?fА qпол{?QКПУА+lI/ 6[y1(КПУоп-КПУА)+4(y1+y2)/ 2*(КПУоп-КПУА)/ 2]+ +lI/ 6*4(y3/ 2)*(КПУоп-КПУА)/ 2}+ (1+?)А ?fАтРАт?21yf КПУАтf= 1,21*1,2*11{8,45*0,171+ +(2,8/ 6)*[1(0,5- 0,171)+4(1+ 0,941)/ 2*(0,5- 0,171)/ 2]+(2,8/ 6)4(0,166/ 2)*(0,5- 0,171)/ 2}+ +1,21*1,5*110(1*0,5+ 0,9112*0,4378)= 210,165 кН Нагрузка НК- 800 Q= (1+?)К ?fКРК?21yf КПУКf= 1,1*1*200(1*0,5+ 0,929*0,328+ 0,858*0,156+ 0,787*0,099)= = 223,62 кН. Максимальная поперечная сила возникает при действии на пролетное строение нагрузки НК- 800 и равна Q= 148,67+ 223,62= 372,29 кН. Эта поперечная сила должна учитываться в расчетах на прочность. В расчетах на трещиностойкость следует учитывать нормативную поперечную силу от нагрузки А-11 на краю проезжей части и толпы на тротуарах Qn= 128,10+ 90,599= 213,7 кН. Расчетная поперечная сила только от постоянных нагрузок Qg= 148,67 кН, а нормативная Qgn=128,10 кН. Расчет плиты по предельным состояниям I и II групп. Для плит принят бетон класса В35 (марка М420) с Rb= 17,5 МПа, Rbt= 1,2 МПа Rbn= 25,5 МПа, Rb,ser= 25,5 МПа, Rb,me1= 18,5 МПа, Rb,me2= 15 МПа, Rbt,ser= 1,95 МПа, Rb,sh= 3,2 МПа. Продольная рабочая арматура предварительно напряженная стержневая класса А- IV с Rp= 500 МПа и Rpn= 600 МПа. Модуль упругости арматуры Ep= 2*105 МПа. Поперечная арматура класса А- II с Rser= 215 МПа. Отношение модуля упругости арматуры к модулю упругости бетона n1= 7,5. Сечение плиты приводим к двутавровому. Замена овальных отверствий плиты прямоугольными, эквивалентными им по равенству площадей и моментов инерции, была произведена ранее (рис.9.4). Исходя из этого ширина ребра b= 12,5*2+ 10= 35 см. Остальные размеры приняты без изменения (рис.10.3). Ориентировочно принимаем рабочую высоту сечения hd= 0,9h= 0,9*75= 67,5 см. Приближенно требуемое количество растянутое арматуры нижней зоны получаем по максимальному моменту М= 1049,864 кН*м, полагая, что высота сжатой зоны совпадает с толщиной верхней полки x = h‘f : Атрр= 1,1[М/ Rp(hd- 0,5 h‘f)]= 1,1[1049,864*105/ 500*102(67,5- 9,25/ 2)]= 33,40 см2. Принимаем в нижней зоне плиты 16 ? 18 А- IV с Ар= 40,72 см2. Для погашения растягивающих напряжений в верхней зоне, возникающих от предварительно- го напряжения нижней арматуры, и из условий работы плиты в монтажной стадии в верхней зоне устанавливаем 2 ? 18 А- IV с А‘р= 5,09 см2. Кроме того, четыре стержня из второго ряда нижней зоны плиты на приопорных участках длиной 1,65 м выключаются из работы за счет обмазки. При длине зоны передачи напряжений 20d получаем, что сечение, в котором вся предварительно напряженная арматура включается в работу, отстоит от торца плиты на 1,65+ 20*1,8= 2 м, а оси опирания на 1,7 м (ось опирания находится на расстоянии 30 см от торца плиты). Размещение арматуры в поперечном сечении показано на рис.10.4. Положение центра тяжести нижней арматуры относительно нижней грани сечения в средней части плиты ар= (12*5+ 4*10)/ 12+4= 6,25 см. Рабочая высота сечения hd= 75- 6,25= 68,75 см. Геометрические характеристики сечения плиты. Площадь приведенного сечения Ared= bh+ (b‘f- b)h‘f+ (bf - b)hf+ n1(Ap+ A‘p)= 35*75+ (100- 35)9,25+ (100- 35)8,75+ +7,5(40,72+ 5,09)= 4138,575 см2. Статический момент приведенного сечения относительно нижней гравни плиты Sred= 0,5bh2+ 0,5(bf - b)hf2+ (b‘f- b)h‘f(h- h‘f/ 2)+ n1[Apap+ A‘p(h- a‘p)]= 0,5*35*752+ 0,5х х (100- 35)9,25(75- 0,5*9,25)+ 7,5[40,72*6,25+ 5,09(75- 4)]= 147857,92 см2. Положение центра тяжести приведенного сечения относительно нижней грани плиты yн.г.red= Sred/ Ared= 147857,92/ 4138,575= 35,73 см. Положение центра тяжести приведенного сечения относительно верхней грани плиты yв.г.red= h- yн.г.red= 75- 35,73= 39,27 см. Момент инерции приведенного сечения относительно оси, проходящей через центр тяжести сечения перпендикулярно плоскости изгиба, Ired= b/ 3[(yв.г.red)3+ (yн.г.red)3]+ (b‘f- b)(h‘f)3/ 12+ (b‘f- b)h‘f *(yв.г.red- h‘f / 2)2 + (bf - b)hf3 + + (bf - b)hf(yн.г.red- hf / 2)2 + n1[A‘p(yв.г.red - a‘p)2 + Ap(yн.г.red- ap)2]= 35/ 3(39,273 +35,733)+ +(100- 35)9,253/ 12+ (100- 35)*9,25(39,27- 9,25/ 2)2+ (100- 35)8,753/ 12+(100-35)8,75х х (35,73- 8,75/ 2)2+ 7,5[5,09(39,27- 4)2 + 40,72(35,73- 6,25)2]= 28,4*105 см4. Определение потерь предварительного напряжения. Предварительные напряжения, контролируемые к концу натяжения арматуры, по рекомендациям норм для стержневой арматуры ?p.max= 1,15Rp= 1,15*500= 575 МПа. К моменту окончания обжатия бетона потери первой группы для конструкции с натяжением арматуры на упоры составят: от релаксации напряжений в арматурной стали для стержневой арматуры, натягиваемой механическим способом, при ?p.max= 575 МПа > 0,5Rpn= 0,5*600= 300 МПа ?з= 0,1?p.max- 20= 0,1*575- 20= 37,5 МПа; от деформации анкерных устройств на упорах при натяжении арматуры с одной стороны (относительное укорочение при конусном анкере Ж l= 0,2 см и общая длина арматуры l= 18 м) ?l =( Ж l / l)Ер= (0,2/ 17,5*102)*2*105= 22,86 МПа; от температурного перепада, принимая разность между температурой арматуры и упоров, воспринимающих усилие натяжения, ввиду отсутствия точных данных по рекомендации СНиП 2.05.03 Жt0= 650C ?в= 1,25Жt0= 1,25*65= 81,25 МПа. Таким образом, к моменту окончания обжатия бетона в арматурах обеих зон ?п1= ?з+ ?l + ?в= 37,5+ 22,86+ 81,25= 141,61 МПа. Напряжения в предварительно напряженной арматуре после проявления потерь первой группы составят ?p= ?‘p= ?p.max- ?n1= 575- 141,61= 433,39 МПа. На стадии эксплуатации проявляются потери второй группы- от ползучести и усадки бетона. Определяем их по приближенным зависимостям отдельно для сечения посередине пролета и сечения на расстоянии 1,7 м от опоры. Для обоих сечений нормативное значение равнодействующей усилий предварительного напряжения с учетом первых потерь N0= ?p(Ap+ A‘p)= 433,39*10-1(40,72+ 5,09)= 1985,36 кН. Положение равнодействующей N0 относительно центра тяжести приведенного сечения е0= ?p[Ap(yн.г.red- ap)- A‘p(yв.г.red - a‘p)]/ N0= 433,39*10- 1[40,72(35,73- 6,25)- 5,09(39,27- 4)]/ 1985,36= 22,29 см. Сечение посередине пролета.Напряжения в бетоне на уровне центра тяжести арматуры Ар и изгибающего момента от нормативного значения постоянных нагрузок (Мgn= 541,21 кН*м) ?bp= N0/ Ared+ N0e0/ Ired(yн.г.red- ap)- Mgn/ Ired(yн.г.red- ap)= (1985,4*103/ 4138,575)+ +(1985,4х103*22,29/ 28,4*105)(35,73- 6,25)- (541,21*105/ 28,4*105)(35,73- 6,25)= = 377,13 Н/ см2= 3,77 МПа. При передаточной прочности бетона равной 70 % класса прочности бетона R0= 0,7*35= 24,5 МПа, потери от ползучести бетона в арматуре Ар ?g= 170?bp/ R0= 170*(3,77/ 24,5)= 26,16 МПа. Напряжения в бетоне на уровне центра тяжести арматуры А‘р от сил предварительного напряжения и действия постоянных нагрузок ?‘bp= N0/ Ared- N0e0/ Ired(yв.г.red- a‘p)+ Mgn/ Ired(yв.г.red- a‘p)= (1985,4*103/ 4138,575)- - (1985,4х103*22,29/ 28,4*105)(39,27- 4)+ (541,21*105/ 28,4*105)(39,27- 4)= 602,46 Н/ см2= = 6,02 МПа. Потери от ползучести бетона в арматуре А‘р ?g= 170*(6,05/ 24,5)= 41,771 МПа. Потери от усадки бетона класса прочности В 35, подвергнутого тепловой обработке, ?1= 35 МПа. Тогда потери второй группы составят: для арматуры нижней зоны ?п2= 26,16+ 35= 61,16 МПа; для арматуры верхней зоны ?‘п2= 41,771+ 35= 76,771 МПа. Полные потери и предварительные напряжения на стадии эксплуатации: для арматуры нижней зоны ?п= ?п1+ ?п2= 141,61+ 61,16= 202,77 МПа; ?0= ?p.max- ?п= 575- 202,77= 372,23 МПа; для арматуры верхней зоны ?‘п= 141,61+ 76,771= 218,381 МПа; ?‘0= 575- 218,381= 356,619 МПа. Сечение на расстоянии 1,7 м от опоры. Момент от нормативного значения постоянных нагрузок: g1+ g2+ g3= 12,12+ 1,55+ 1,49= 15,16 кН/ м; Мgn=(g1+ g2+ g3)lp/ 2*1,7-(g1+ g2+ g3)1,72/ 2=15,16(16,9/ 2)1,7-15,16(1,72/ 2)=195,86 кН*м Напряжения в бетоне на уровне центра тяжести арматуры Ар от сил предварительного напряжения и постоянных нагрузок: ?bp= (1985,4*103/ 4138,575)+(1985,4*103*22,29/ 28,4*105)(35,73- 6,25)- (195,86*105/28,4х х105)(35,73- 6,25)= 735,61 Н/ см2= 7,36 МПа. Потери от ползучести бетона ?g= 170*(7,36/ 24,5)= 51,07 МПа. Напряжения в бетоне на уровне центра тяжести арматуры А‘р от сил предварительного напряжения и постоянных нагрузок ?‘bp= (1985,4*103/ 4138,575)-(1985,4*103*22,29/ 28,4*105)(39,27- 4)+(195,86*105/ 28,4х х105)(39,27- 4)= 173,57 Н/ см2= 1,74 МПа. Потери от ползучести бетона в арматуре А‘р ?g= 170*(1,74/ 24,5)= 12,07 МПа. С учетом потерь от усадки бетона ?1= 35 МПа потери второй группы для этого сечения составят: для арматуры нижней зоны ?п2= 51,07+ 35= 86,07 МПа; то же, верхней ?п2= 12,07+ 35= 47,07 МПа. Полные потери и предварительные напряжения на стадии эксплуатации: для арматуры нижней зоны: ?‘п= 141,61+ 86,07= 227,68 МПа; ?‘0= 575- 227,68= 347,35 МПа; для арматуры верхней зоны: ?‘п= 141,61+ 47,07= 188,68 МПа; ?‘0= 575- 188,68= 386,32 МПа. Проверка плиты на прочность по изгибающему моменту на стадии эксплуатации. Предполагаем, что нейтральная ось проходит в ребре и устанавливаем расчетный случай по напряжениям в арматуре Ар. Предварительные напряжения в напрягаемой арматуре сжатой зоны А‘р за вычетом потерь при коэффициенте надежности ?g= 1,1. ?ре1= ?‘0 ?g= 356,619*1,1= 392,28 МПа. Приращение напряжений в арматуре Ар от действия внешней нагрузки ?а= 15,5Г {Rbn[(bf- b)hf+ bhd]+(450- ?ре1)А‘р}/ Ар= 15,5Г{25,5[(100- 35)9,25+ 35* *68,751]+(450- 392,28)5,09}/ 40,72= 673,96 МПа. Суммарные напряжения в арматуре Ар от внешней нагрузки и сил предварительного напряжения ?а+ ?0= 673,96+ 374,26= 1046,19 МПа превышают Rpn= 600 МПа. Следовательно, имеем первый расчетный случай, при котором напряжения в арматуре Ар при расчете на прочность принимаются равными Rpn=500 МПа. Напряжения в предварительно напряженной арматуре сжатой зоны ?ре= Rре- ?ре1= 400- 392,28>0. В этом случае принимается ?ре= 0. Высота сжатой зоны бетона х= RpАр- Rb(b‘f- b)h‘f / bRb= 500*40,72- 17,5(100- 35)9,25/ 35*17,5= 16,06>h‘f= 9,25 см. Нейтральная ось, как было принято, проходит в ребре, и несущая способность сечения может быть найдена по формуле Мпред= Rbbх(hd- 0,5х)+ Rb(b‘f- b)h‘f (hd- 0,5h‘f)=17,5*102[35*16,06(68,75- 0,5*16,06)+ +(100- 35)9,25(68,75- 0,5*9,25)]= 1272*105 Н*см= 1272 кН*м. Прочность сечения посередине пролета по изгибающему моменту обеспечена, так как М= 1049,864 кН*м < Мпред= 1272 кН*м. Расчет на прочность по поперечной силе. Расчет выполняется для наклонного сечения у опоры, в котором действует максимальная поперечная сила Q= 372,29 кН. Проверяем соблюдение обязательного условия Qв< 2,5Rbtbhd; 2,5*1,2*10-1*35*68,75= 721,88 кН> Q= 372,29 кН, то есть условие выполняется. Проверяем необходимость постановки расчетной поперечной арматуры по условию Qв> 0,6Rbtbhd; 0,6*1,2*10-1*35*68,75= 173,25 кН< Q= 372,29 кН, то есть требуется расчетная поперечная арматура. В соответствии с конструктивными требованиями для приопорных участков принимаем поперечное армирование в виде 3 ? 10 А- II с шагом иw= 20 см (рис.10.5). Площадь поперечных стержней в сечении Аsw= 0,785*3= 2,355 см2. Усилие, воспринимаемое поперечными стержнями, отнесенное к единице длины элемента, qw= RswAsw/ uw= 215*10-1*2,355/ 20= 2,531 кН/ см. Положение невыгодного наклонного сечения определяем путем попыток, рассматривая три случая - ?= 250, ?= 300 и ?= 350. Высота сжатой зоны в наклонном сечении принята х= 2a‘p= 2*4= 8 см. Тогда длина проекции наклонного участка на вертикаль h1= h- 2a‘p= 75- 8= 67 см. Длина проекции наклонного сечения на ось элемента с и поперечная сила, воспринимаемая наклонным сечением Qwb: при угле наклона сечения ?= 250: с= h1/ tg ?= 67/ 0,4663= 143,68 см; Qwb=qwс+(2Rbtbhd2/ с)= 2,531*143,68+(2*1,2*10-1*35*68,752/ 143,68)= 640,07 кН; при угле наклона сечения ?= 300 с= 67/ 0,5774= 116,05 см; Qwb= 2,531*116,05+(2*1,2*10-1*35*68,752/ 116,05)= 635,92 кН; при угле наклона сечения ?= 350 с= 67/ 0,7002= 95,68 см; Qwb= 2,531*95,68+(2*1,2*10-1*35*68,752/ 95,68)= 657,18 кН. Таким образом, для наиболее опасного наклонного сечения ?=300 Q=372,29кНh= 0,75 м, равны нулю. Главные растягивающие напряжения ?bmt= ?х/ 2-Г (?х/ 2)2+ ?2= 3,9/ 2-Г (3,9/ 2)2+ 1,182= - 0,33 МПа. Для предварительно напряженной конструкции наклонная трещина в стенке принимается под углом ?x= 350 (рис. 10.8). При высоте стенки hст= 57 см длина наклонной трещины lст= hст/ sin ?= 57/ sin 350= = 99,38 см, длина проекции наклонной трещины на ось элемента с= hст/ tg ?= 81,4 см. При принятом шаге поперечных стержней и?’ 20 см трещина пересекает четыре плоскости поперечных стержней по три стержня ? 10- 0,785 см2. Коэффициент армирования стенки ?’ ?As?cos ??/ blст= 4*3*0,785*cos 350/ 35*99,38= 0,0022. Коэффициент, учитывающий податливость поперечной арматуры на предполагаемой наклонной трещине, ?= 1/ 1+(0,5/ lст?)= 1/ 1+(0,5/ 99,38*0,0022)= 0,3< 0,7. Вводим в расчет ?min= 0,7. Растягивающие напряжения в поперечной арматуре стенки ?s= ?(?bmt/ ?)’ 0,7(0,33/ 0,0022)= 105 МПа. Радиус армирования Rr= lстb/ ???n?d?cos ??= 99,38*35/ 1*4*3*1*cos 350= 353,8. Коэффициент раскрытия трещин ?= 1,5Г Rr= 1,5Г 353,8= 28,2. Ширина раскрытия наклонной трещины аcr= (?s/ Es)?= (105/ 2*105)28,2= 0,015 см< 0,02 см. СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ. 1. СНиП 2.01. 07- 85. Нагрузки и воздействия/ Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1987.- 36 с. 2. СНиП 2.01. 07- 85. Нагрузки и воздействия (Дополнения. Разд.10. Прогибы и перемещения)/ Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1989.- 8 с. 3. СНиП 2.03.01- 84*. Бетонные и железобетонные конструкции/ Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР. 1989.- 80 с. 4. СНиП 11- 22- 81. Каменные и армркаменные конструкции/ Госстрой СССР.- М.: Стройиздат, 1983.- 40 с. 5. СНиП 11- 22- 81*. Стальные конструкции/ Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1990.- 96 с. 6. СНиП 11- 25- 80. Деревянные конструкции/ Госстрой СССР. М.: Стройиздат, 1982.- 66 с. 7. СНиП 2.05.03- 84. Мосты и трубы. Государственный комитет по делам строительства.- М., 1985.- 199 с. 8. СНиП 3.03.01- 87. Несущие и ограждающие конструкции/ Госстрой СССР.- М.: АПП ЦИТП, 1991.- 192 с. 9. СНиП 2.05.02- 85. Автомобильные дороги. Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986.- 56 с. 10. Гибшман и др. Мосты и сооружения на автомобильных дорогах. М.: Транспорт, 1981. 11. Гибшман Е.Е. Проектирование деревянных мостов. М.: Транспорт, 1976.- 272 с. 12. Руководство по строительству сборных железобетонных малых и средних мостов. Минавтодор РСФСР. М.: Транспорт, 1976. 13. Андреев О.В. Проектирование мостовых переходов. М.: Транспорт, 1980. 14. Гайдук К.В. и др. Содержание и ремонт мостов и труб на автомобильных дорогах. М.: Транспорт, 1981. 15. Толов В.И. и др. Наплавные мосты, паромные и ледяные переправы. М.: Транспорт, 1978. 16. Власов Г.М., Устинов В.П. Расчет железобетонных мостов. М.: Транспорт, 1992. 17. Бобриков Б.В. и др. Строительство мостов. М.: Транспорт, 1987. 18. Поливанов Н.И. Проектирование и расчет железобетонных и металлических автодорожных мостов. М.: Транспорт, 1970, 516 с. 19. СНиП 21- 01- 97. Пожарная безопасность зданий и сооружений. 20. СНиП 32- 04- 97. Тоннели железнодорожные и автодорожные. Правила производства и приемки работ. 21. СНиП 3.06.07- 86. Мосты и трубы. Правила обследования и испытаний/ Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1987.- 40 с. 22. СНиП 3.04.03- 85. Защита строительных конструкций и сооружений от коррозии/ Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1987.- 32 с. 23. СНиП 3.09.01- 85. Производство сборных конструкций и изделий/ Госстрой СССР.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1985.- 40 с.