Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1. Анализ существующих методов расчёта обделок транспортных тоннелей 9
1.2. Предпосылки развития контактной задачи (метода взаимодействия) 24
1.1. Задачи и методика исследования напряжённо деформированного состояния вокруг параллельно проведённых горных транспортных тоннелей 41
2. Лабораторные исследования прочностных и деформационных свойств горных пород 42
2.1. Методика испытаний образцов горных пород 42
2.2. Анализ результатов испытаний горных пород 45
3. Исследование напряжённо-деформированного состояния вокруг одиночного тоннеля методом конечных элементов 62
3.1. Моделирование напряжённо-деформированного состояния около верхнего забоя одиночного тоннеля 63
3.1.1. Постановка задачи 63
3.2.1.Анализ результатов расчёта напряжённо-деформированного состояния массива. 66
3.2. Моделирование напряжённо-деформированного состояния около нижнего забоя одиночного тоннеля 76
3.2.1. Анализ результатов расчёта напряжений и смещений 78
3.3. Численное моделирование последовательности проходки тоннеля с учётом ползучести горных пород и бетона и старения бетона 90
3.3.1. Постановка задачи и обоснование модели расчёта напряжений в крепи 91
3.3.2. Анализ полученных результатов 105
4. Обоснование рациональных параметров обделки тоннеля 114
4.1. Натурные наблюдения при строительстве Большого Новороссийского тоннеля 114
4.1.1. Размещение опытных участков по трассе тоннеля 114
4.2. Анализ напряжённо-деформированного состояния конструкций крепи 119
4.3. Сравнение натурных данных и расчётных показателей 127
4.4. Формирование нагрузок на временную крепь и постоянную обделку тоннеля .131
4.5. Обоснование рациональных параметров обделки тоннеля 133
Основные выводы по работе 138
Список литературы
- Предпосылки развития контактной задачи (метода взаимодействия)
- Анализ результатов испытаний горных пород
- Моделирование напряжённо-деформированного состояния около нижнего забоя одиночного тоннеля
- Анализ напряжённо-деформированного состояния конструкций крепи
Введение к работе
Актуальность работы.
В связи с олимпиадой в 2014 году по решению Правительства РФ на Северном Кавказе проводится интенсивное строительство транспортных коммуникаций. Предполагается построить несколько автодорожных и железнодорожных тоннелей, которые свяжут Черноморское побережье с остальной частью России.
При проектировании тоннелей большого поперечного сечения нагрузки на обделку определяются по методу заданных нагрузок (метод Метрогипротранса, метод С.С. Давыдова), который имеет ограниченное применение в горно-геологических условиях Северного Кавказа.
Проблема определения нагрузок на обделку тоннелей сечения решалась К.П. Безродным, Б.А. Картозией, Н.С. Булычёвым, А.А. Козыревым, В.А. Грабером, В.Е. Меркиным, Н.И. Кулагиным, А.Г. Протосеней, Н.Н. Фотиевой, Ю.С. Фроловым, Д.М. Голицынским, С.Н. Власовым, Ю.Н. Огородниковым, О.В. Тимофеевым, М.О. Лебедевым и многими другими.
Однако до настоящего времени не разработана методика определения нагрузок на обделку, которая учитывает особенности поэтапного раскрытия забоя тоннелей большого поперечного сечения. Поэтому тему диссертационной работы, направленную на разработку методики, основанной на взаимодействии обделки с породой и учёте пространственного характера распределения напряжений и перемещений породного массива, следует признать актуальной.
Цель диссертационной работы. Обеспечить устойчивость железнодорожных тоннелей большого поперечного сечения в горногеологических условиях Северного Кавказа.
Идея работы. Нагрузки на обделку тоннелей большого поперечного сечения должны определяться с учётом влияния последовательности раскрытия поперечного сечения тоннеля, физико-механических свойств горных пород и геометрических параметров временной и постоянной крепи.
Основные задачи исследования:
Определение прочностных и деформационных характеристик горных пород вмещающего массива;
Натурные наблюдения за напряжённо-деформированным состоянием обделки тоннеля;
Математическое моделирование напряжённо-деформированного состояния системы «крепь-массив» вокруг тоннелей;
Разработка метода определения нагрузок на обделку тоннелей;
Разработка рекомендаций по конструкции временной крепи и постоянной обделки железнодорожных тоннелей.
Методы исследований.
Лабораторные испытания образцов горных пород с целью определения прочностных и деформационных свойств горных пород; анализ напряжённо-деформированного состояния системы «крепь-массив» методом конечных элементов; натурные наблюдения за изменением напряжённо-деформированного состояния обделки тоннеля и вмещающего породного массива.
Научная новизна работы:
Экспериментально установлен эффект снижения влияния влажности на прочность песчаников в объемном напряженном состоянии по сравнению с одноосным, величина которого для трехосного сжатия составляет 25% и 70% для одноосного.
Установлены закономерности формирования напряжений в призабойной зоне при разработке нижнего уступа тоннеля. В пяте свода временной крепи в призабойной зоне вследствие смещений пород в выработку возникают растягивающие напряжения, параллельные её оси, величина которых с уменьшением категории устойчивости пород существенно возрастает. В стенке временной крепи в штроссовой части позади забоя возникает дополнительная концентрация тангенциальных напряжений по сравнению с их величинами в соответствующих частях крепи калотты впереди забоя.
Защищаемые научные положения;
Пространственная модель прогноза напряжённо-деформированного состояния массива в призабойной зоне при сооружении железнодорожного тоннеля большого поперечного сечения должна учитывать схему его раскрытия и влияние основных этапов технологических процессов по проходке и возведению крепи на геомеханические поля в окружающем массиве и конструкциях крепи.
При прогнозе напряжённого состояния временной крепи нужно учитывать его формирование на всех этапах проходческого цикла: от раскрытия забоя каллотты до возведения крепи на полное сечение. Преобладающие перемещения контура железнодорожного тоннеля большого поперечного сечения в нарушенных массивах происходят со стороны боков на стыке верхнего и нижнего уступов, вследствие чего наиболее напряжёнными участками временной крепи при сооружении тоннеля являются элементы стен обделки, находящиеся выше нижнего уступа.
Определение нагрузок на обделку железнодорожного тоннеля большого поперечного сечения при уступном способе строительства нужно производить с учётом очерёдности раскрытия сечения выработки, категории устойчивости пород, взаимодействия с породным массивом, совместной работы временной и постоянной крепи и геомеханических процессов в призабойной зоне.
Практическая значимость работы:
разработана методика определения нагрузок на обделку железнодорожных тоннелей в горно-геологических условиях Северного Кавказа с учётом основных этапов технологии проходки;
даны рекомендации по типам и параметрам временной крепи и постоянной обделки для железнодорожных тоннелей Северного Кавказа.
Достоверность и обоснованность научных положений и рекомендаций: обеспечивается натурными исследованиями работы обделки железнодорожных тоннелей, использованием современных
методов геомеханики, численного моделирования, сходимостью величин расчетных нагрузок с натурными данными и результатами исследований других авторов.
Апробация диссертации. Содержание и основные положения диссертационной работы докладывались на конференции молодых ученых в Краковской горно-металлургической академии (2005, 2007); международной конференции "Проблемы подземного строительства в XXI веке" (Тульский государственный университет, Тула, 2008); ежегодных конференциях молодых ученых и студентов в 2006-2008 (СПГГИ (ТУ) им. Г.В. Плеханова, Санкт-Петербург); заседаниях кафедры Строительство горных предприятий и подземных сооружений СПГГИ (ТУ) и получили одобрение.
Личный вклад автора заключается:
в проведении испытаний горных пород на прессовом оборудовании в условиях одноосного и объемного сжатия;
в разработке геомеханической модели взаимодействия обделки железнодорожных тоннелей с породным массивом;
в проведение численного моделирования процессов деформирования массива вокруг железнодорожных тоннелей;
в разработке метода определения нагрузок и обосновании параметров обделки железнодорожных тоннелей.
Публикации. По теме диссертации опубликованы 3 печатные работы в сборниках научных трудов, рекомендованных ВАК Министерства образования и науки РФ.
Объем и структура работы. Диссертационная работа
изложена на 152 страницах машинописного текста, содержит 4 главы, введение и заключение, список использованной литературы из 144 наименований, 52 рисунков, 12 таблиц и 1 приложения.
Предпосылки развития контактной задачи (метода взаимодействия)
В настоящее время существуют два взгляда на характер взаимодействия конструкции обделки тоннеля с окружающим выработку породным массивом. В первом варианте горное давление рассматривается как нагрузка, возникающая уже в период возведения обделки. Последующая деформация обделки встречает отпор окружающих выработку пород со стороны боков и подошвы выработки, а в верхней сводовой части образуется безотпорный участок. Таким образом, это направление можно охарактеризовать как развитие теории расчета тоннельных обделок на заданную нагрузку. Расчет подразделяется на два этапа: 1) Определение активного давления, действующего на обделку со стороны свода и боковых стенок; 2) Расчет собственно обделки под действием заданного активного давления.
Это наиболее правомерно в случаях, когда на внешнем контуре обделки нарушается условие совместности перемещений точек крепи и окружающего выработку горного массива. Такое случается при установке крепи с зазором, когда при перемещении породы и заполнении зазоров породы разрушаются. При этом происходит расслоение породы и образуется свод обрушения, вес которого и может рассматриваться как активная нагрузка. Определение активного давления основано на гипотезе М.М. Протодьяконова, согласно которой горные породы представляются как сыпучая среда, а форма свода обрушения принимается в виде параболы [88]. Активное давление при этом будет равно весу горных пород, ограниченных контуром параболы. Расчет обделки на действие полученной активной нагрузки выполняется методами строительной механики. Обделка рассматривается как тонкий кривой брус.
Вслед за М.М. Протодьяконовым, работу в данном направлении продолжили О. Коммерель и Б. Хьюит. Но теория не учитывала боковое смещение стенок обделки и связанное с этим уменьшение поддерживающего влияния пород в боках выработки. Эти, как и некоторые другие методы, не учитывающие влияния отпора породы, применимы лишь в исключительных случаях заложения тоннелей в очень слабых подвижных грунтах, не способных при статическом нагружении оказать сопротивления деформациям обделки.
Расчетные нагрузки на тоннельную обделку зависят от глубины заложения тоннеля, геологических, гидрогеологических и сейсмических условий, размеров выработки и способов производства работ.
К основным нагрузкам относятся: постоянные и длительно действующие нагрузки: горное давление, гидростатическое давление, собственный вес конструкций, температурное воздействие (в районах вечной мерзлоты).
Дополнительные нагрузки - это давление раствора при нагнетании его за тоннельную обделку, силы, возникающие от усадки и разбухания бетона, давление щитовых домкратов, вес проходческого оборудования, опирающегося на обделку, и пр.
Особые нагрузки возникают при сейсмическом воздействии пород, обрушениях и сдвигах горных пород, при разрушении временной крепи или постоянной обделки. При расчете тоннельных обделок нагрузки принимают в самом невыгодном сочетании их как в период строительства, так и во время эксплуатации тоннеля. Сейсмические нагрузки учитываются для тоннелей, сооружаемых в районах, которые подвержены землетрясениям силой 7, 8 и 9 баллов. В нескальных породах уменьшается угол естественного откоса для районов с сейсмичностью 7 и 8 баллов на 3, 9 баллов — 6.
Сейсмические силы инерции, возникающие в тоннеле, определяются по формуле где Q—нагрузка от собственного веса обделки и вертикальных нагрузок на нее; к — сейсмический коэффициент, принимаемый в зависимости от расчетной сейсмичности: при 7 баллах — 0,025, при 8 баллах — 0,05 и 9 баллах — 0,1. Активное и пассивное сейсмическое давление несвязного грунта определяется по формулам: qc=(l + 2kgp)q jc -2kg p)qr где q — активное давление грунта без учета сейсмического воздействия; q — пассивное давление грунта без учета сейсмического воздействия; ф — угол внутреннего трения грунта; к — сейсмический коэффициент.
Дополнительные нагрузки зависят от способов производства, работ. Давление при нагнетании раствора за обделку может создавать дополнительную нагрузку в два (в глинистых и песчаных породах) и в несколько раз (в известняках), превышающую основные нагрузки. Величину нагрузки от нагнетания следует в каждом конкретном случае устанавливать по данным специальных исследований.
Дополнительная нагрузка от проходческого оборудования определяется в зависимости от веса, мощности и принципа работы этого оборудования. Горное давление Временная крепь или постоянная тоннельная обделка испытывает давление со стороны окружающих горных пород. Это так называемое горное давление возникает в результате того, что вокруг выработки вблизи контура породы деформируются.
Если напряжения превышают пределы упругости, то в незакрепленной выработке часть породы обваливается, при этом вверху и с боков образуется устойчивая полость, называемая сводом естественного равновесия или сводом обрушения. За контуром этого свода по мере углубления в массив степень нарушения естественного состояния породы уменьшается. Размеры свода обрушения зависят от физико-механических свойств вмещающих пород, размеров и глубины заложения тоннеля относительно поверхности, способов проходки, а также от конструкции крепи.
В крепких скальных породах горное давление проявляется незначительно, поэтому выработки в них могут стоять без крепления долгое время.
Величина горного давления зависит также от времени. Вслед за проходкой выработки в период деформации окружающих пород оно быстро возрастает и носит название первичного горного давления. С прекращением деформации устанавливается практически постоянное давление, называемое вторичным горным давлением.
Горное давление проявляется не только сверху, но и с боков и даже снизу. Боковое давление наблюдается в слабых породах. Давление снизу возникает в глинах, подверженных набуханию в присутствии влаги (пучению), а также в других неустойчивых породах в результате выпирания их под действием нагрузки со стороны стен.
Преобладающее направление горного давления на тоннельную обделку зависит от напластования пород, а также от расположения тоннеля по отношению к косогору.
Существующие теории предполагают только симметричное действие горного давления, многие из них не учитывают глубину заложения тоннеля, влияние времени, конструкцию крепи и прочие факторы.
В России наибольшее распространение получила теория горного давления проф. М. М. Протодьяконова.
По этой теории породы в массиве рассматриваются до известной степени несвязанными из-за наличия трещин, разделяющих толщу на отдельные глыбы и куски. Эта предпосылка позволяет определять горное давление в самых разнообразных породах вплоть до сыпучих песков. Силы сцепления частиц породы учитываются коэффициентом крепости, вводимым в расчетные формулы.
Анализ результатов испытаний горных пород
В рассматриваемой главе моделировался одиночный тоннель, сооружаемый по технологии с нижним уступом. Были построены объёмные конечно-элементные модели двух участков строительства - верхнего и нижнего забоев, которые крепятся временной монолитной бетонной или набрызгбетонной крепью. Выбор этих участков связан с тем, что отставание временной крепи от забоя и наличие нижнего уступа при проходке тоннелей большого поперечного сечения существенно влияет на распределение напряжённо-деформированного состояния системы «крепь-массив». Незакреплённая часть выработки между лбом забоя и торцом временной крепи представляет собой участок, который невозможно смоделировать в плоской постановке задачи, поэтому к расчёту были приняты объёмные конечно-элементные модели.
Расстояние между верхним и нижним забоями (в условиях Большого Новороссийского тоннеля) составляет несколько десятков метров, поэтому не наблюдается их взаимного влияния, и можно разделить верхний и нижний забой на два независимых участка.
Для учёта наличия по трассе тоннеля участков массива с различными прочностными характеристиками (прил. 1) были построены две модели верхнего забоя и две модели нижнего забоя, отличающиеся разными деформационными свойствами массива горных пород (слабые и крепкие), значения которых приведены в таблице 3.1.
Модуль деформации и коэффициент Пуассона принимались по результатам лабораторных испытаний образцов горных пород, приведённых в главе 2, с учётом коэффициента структурного ослабления Кс. Величина коэффициента структурного ослабления, вызванного естественной трещиноватостью и слоистостью слагающих массив пород, принималась согласно [114]. Породы в рай 63 оне строительства тоннеля представляют собой переслаивания мергеля и песчаника толщиной 5-30 см. Согласно таблице 1 [114], для пород средней устойчивости Kci = 0,4. Тогда модуль деформации массива, в соответствии с рекомендациями К.В. Руппенейта, составит Е0М = E0-Kci = 2,65-104-0,4 = 1,06-104 МПа.
Участок массива, сложенный породами слабой устойчивости, разбит дополнительной системой трещин, поэтому Кс2 принимаем равным 0,25. Тогда Еом = Е0-Кс2 = 2,65-104-0,25 = 0,66-104 МПа.
Рассмотрим модель верхнего забоя. Модель верхнего забоя представляет собой участок горного массива размером 50x50x40 м с глухим отверстием сводчатого очертания, подкреплённого незамкнутой крепью (рис. 3.3).
Размеры модели подбирались итерационным способом, исходя из условия незначительности влияния граничных условий на картину распределения напряжений и деформаций. Временная крепь выработки толщиной 0,3 м, параметры крепи указаны на рис. 3.4. Крепь смоделирована таким образом, что она является составной частью массива, но с другими деформационными свойствами, за счёт чего обеспечивается совместность перемещений породного массива и крепи [140]. Именно по такой схеме работает система «крепь-массив» в скальных и полускальных горных породах.
Для исследования напряжённо-деформированного состояния принята линейная модель деформирования вмещающих пород и крепи.
Граничные условия задавались следующим образом: боковым граням запрещались перемещения по оси X, нижней и верхней грани - по оси Y, торцевым граням - по оси Z [135].
Отставание временной крепи от забоя принято равным 2 м (рис. 3.5). Напряжённое состояние определялась из предположения, что тоннель расположен на глубине 120 м (максимальная глубина заложения Большого Новороссийского тоннеля) и задавалась полем напряжений, распределённым, согласно гидростатическому закону, по всему объёму вмещающего массива, с составляющими
Схема и геометрические параметры временной крепи. (Красными точками отмечены направления, вдоль которых рассматривалось формирование напряжений и смещений в результате конечно-элементного моделирования) где у - удельный вес пород, Н - глубина заложения тоннеля, Я, - коэффициент бокового распора пород, определяемый по формуле (3.2):
Отставание временной крепи от забоя выработки учитывалось согласно методике А.Г. Протосени [120], в основу которой положена идея снижения модуля деформации материала крепи с помощью функции, учитывающей смещение пород в зависимости от расстояния до забоя.
В результате учёта влияния забоя модуль деформации материала крепи был снижен на 70% по отношению к нормативному модулю.
Модель разбивалась на 48500 конечных элементов. Массив горных пород разбивался на конечные элементы клиновой формы, а крепь - на конечные элементы гексагональной формы (параллелепипеда).
В результате расчётов были получены картины распределения напряжений в крепи и массиве пород перед забоем выработки.
Вначале рассмотрим напряжения, возникающие в массиве горных пород со стороны лба забоя от действия собственного веса пород и влияния строящегося тоннеля. Рассмотрим распределение горизонтальных, вертикальных и продольных напряжений по направлению перпендикулярно плоскости лба забоя. Проанализируем зависимость напряжений от расстояния вглубь массива от забоя по трём направлениям: на уровне шелыги свода, в полусводе и посередине основания калоттной части (рис 3.6). По оси абсцисс будем откладывать расстояние таким образом, что начало оси будет совпадать с торцом временной крепи, далее ось будет пересекать плоскость забоя и уходить вглубь массива.
Моделирование напряжённо-деформированного состояния около нижнего забоя одиночного тоннеля
Как видно из рисунка, напряжения максимальны на удалении от уступа со стороны полного сечения для обеих моделей и составляют соответственно о = 9,45 МПа и а = 17,8 МПа. Затем, по мере продвижения к уступу, напряжения убывают. Убывание происходит неравномерно, а с увеличением скорости. Далее, в районе призабойного участка наблюдается перегиб графика. Это означает, что скорость уменьшения напряжений стабилизируется. При этом напряжения составляют а = 8,63 МПа и а = 16,3 МПа соответственно. Далее напряжения продолжают убывать, но с уменьшающейся скоростью, и достигают своего минимального значения на удалении от нижнего забоя в калотте соответственно а = 7,5 МПа и а = 14,2 МПа.
По представленным графикам можно сделать вывод, что характер формирования напряжений схож в обеих моделях, но различна амплитуда изменения. Так, например, продольные напряжения на участке полного сечения в модели №3 меняются от ап = 1,81 МПа в торце модели до оп = 1,82 МПа на расстоянии 2 м от нижнего забоя, т.е. в сечении торца нижней временной крепи. В модели №4 напряжения по мере продвижения к уступу также возрастают, но амплитуда возрастания значительно больше - от оп = 3,03 МПа в торце модели до ап = 3,67 МПа в сечении забоя. Пройдя максимум, напряжения начинают монотонно уменьшаться и достигают минимального значения на торце модели со стороны калотты - ап = 1,56 МПа в третьей модели и стп = 2,9 МПа в четвёртой модели. Интересно отметить, что максимумы напряжений в той и в другой модели не совпадают: максимум первой модели приходится на сечение торца нижней крепи, а максимум второй модели - на сечение плоскости забоя.
Тангенциальные напряжения в полусводе на внутреннем контуре временной кре Из графиков видно, что характер распределения тангенциальных напряжений в полусводе одинаков и различие существует только в численных значениях. Максимальные значения напряжения принимают на торце модели со стороны полного сечения: о = 9,95 МПа в модели №3 и а = 18,3 МПа в модели №4. По мере приближения к уступу напряжения уменьшаются с возрастающей скоростью. На расстоянии 2 м от забоя наблюдается перегиб графика. Это означает, что скорость изменения напряжений стабилизируется. В этой точке напряжения равны соответственно о = 9,12 МПа и а = 16,2 МПа. По мере продвижения вдоль оси тоннеля от уступа по калотте напряжения продолжают уменьшаться, но с затухающей скоростью, и на торце модели достигают минимальных значений а = 8,09 МПа и о = 13,0 МПа.
В торце модели со стороны полного сечения продольные напряжения составляют ап = 2,36 МПа и аГ1 = 4,52 МПа соответственно для модели №3 и №4. По мере продвижения к уступу напряжения незначительно уменьшаются до величины стп = 4,49 МПа во второй модели на расстоянии 6 м от уступа. Далее наблюдается увеличение продольных напряжений до ап - 2,47 МПа в модели №3 и ап = 5,01 МПа в модели №4 на расстоянии 1 м от забоя нижнего уступа. После прохождения этого сечения напряжения начинают убывать вначале с постоянной скоростью, а на расстоянии 3 м от уступа скорость начинает уменьшаться. Минимума напряжения достигают в торце модели со стороны каллотты и составляют оп = 2,22 МПа и оп = 3,99 МПа. Интересно отметить, что максимум сжимающих напряжений в полусводе временной крепи формируется в середине незакреплённого участка нижнего забоя
Здесь также отмечается схожий характер распределения напряжений в третей и четвёртой модели но отличаются амплитуды их колебаний. На торце модели со стороны полного сечения напряжения составляют о = 9,21 МПа и а = 17,3 МПа соответственно. Далее по мере приближения к уступу напряжения практически не меняются. На расстоянии 4 м от нижнего забоя сжимающие напряжения начинают расти и достигают локального максимума на расстоянии 3 м от забоя: о = 9,88 МПа и о = 21,4 МПа соответственно. Далее напряжения начинают резко снижаться и достигают минимума на расстоянии 1 м от забоя, переходя в растягивающие: а = 0,57 МПа и а = 1,49 МПа соответственно. Пройдя минимум, напряжения начинают резко увеличиваться, переходя в сжимающие, и достигают максимума на расстоянии 1 м от уступа со стороны кал-лотты. В этом сечении тангенциальные напряжения составляют о = 27,0 МПа и а = 38,7 МПа соответственно. Пройдя максимум, сжимающие напряжения начинают медленно уменьшаться с постоянной скоростью и на торце модели со стороны калотты составляют а = 26,2 МПа иа@ = 37,9 МПа.
Здесь интересно отметить, что в торце крепи образуются растягивающие напряжения и их максимум приходится на середину пролёта между двумя опорами: породой основания каллотты и временной крепью нижнего уступа.
Рассмотрим формирование продольных напряжений в пяте свода (рис. 3.23). Продольные и тангенциальные напряжения в пяте свода временной крепи носят схожий характер, поэтому подробно их рассматривать не будем. Отметим лишь, что в пролёте между основанием каллотты и временной крепью нижнего уступа также формируется область растягивающих напряжений. Максимальные значения растягивающих напряжений составляют ап = 2,28 МПа и ан = 0,39 МПа. После максимума напряжения из растягивающих переходят в сжимающие и достигают значений ап = 8,16 МПа и ап = 10,9 МПа. По мере удаления от уступа напряжения незначительно снижаются.
Анализируя тангенциальные и продольные напряжения в пяте свода, можно сделать вывод, что максимальными сжимающими напряжениями будут тангенциальные. Следовательно, рассчитывая временную крепь, необходимо руководствоваться именно тангенциальными напряжениями. Относительно растягивающих напряжений в пяте свода однозначного вывода сделать нельзя, какие напряжения являются определяющими. Всё зависит от конкретных свойств массива и временной крепи.
Далее рассмотрим распределение тангенциальных напряжений в стенке временной крепи нижнего сечения (рис. 3.24).
Характер распределения тангенциальных напряжений в обеих моделях сходный, однако есть различия. В модели №3 напряжения на торце модели составляют G0 = 7,85 МПа. По мере продвижения к нижнему забою они незначительно снижаются, достигая локального минимума на расстоянии 4 м от торца временной крепи а = 7,84 МПа.
Анализ напряжённо-деформированного состояния конструкций крепи
После разработки породы нижнего уступа напряжения во временной крепи верхнего уступа перераспределяются и на этом этапе строительства тоннеля возможно появление растянутых зон.
При установке временной крепи нижнего уступа в крепи верхнего уступа также происходит перераспределение напряжений за счёт того, что часть нагрузки забирают на себя стенки временной крепи нижнего уступа. В своде картина распределения напряжений качественно меняется незначительно, но количественные изменения присутствуют. Так, максимальное значение сжимающих напряжений в своде арки составляет 5,8 МПа.
Спустя 100 суток, напряжения во временной крепи возросли, но характер распределения тангенциальных напряжений остался прежним. Максимальные сжимающие напряжения наблюдаются в полусводе тоннеля. На уровне 1 м от основания тоннеля напряжения возрастают и составляют 1,5-2 МПа в пяте стенки.
Через 150 суток характер напряжения также не меняется, но количественно напряжения изменяются. Так, максимальные сжимающие напряжения в полусводе тоннеля составляют 7,4 МПа. Далее сжимающие напряжения уменьшаются и достигают минимума в пяте свода 0,48 МПа. В стенке напряжения сначала несколько возрастают до 1,7 МПа, затем убывают до 1,28 МПа. Сжимающие напряжения резко возрастают до 2,2 МПа у основания тоннеля.
Спустя 150 суток с начала разработки породы верхнего уступа в тоннеле начинают возводить постоянную обделку при помощи механизированной опалубки. Постоянную обделку возводят сразу на всё сечение тоннеля, не деля возведение на уступы, за исключением лотка обделки, который бетонируется позже. После отрыва опалубки бетон обделки должен иметь прочность 15-25 % от марочной. Поэтому для моделирования обделки на начальном этапе её включения в работу мы приняли деформационные характеристики бетона В25 в возрасте 5 суток (табл. 3.2).
На рис. 3.36 построены графики зависимости колебания тангенциальных напряжений на внутреннем контуре постоянной обделки вдоль этого контура. Как отмечалось выше, тангенциальные напряжения на внутреннем контуре временной крепи далее не рассматривалось, т. к. после установки постоянной обделки временная крепь стала составной частью комплексной обделки тоннеля, и её внутренний контур не граничит с эксплуатационной областью тоннеля. Рассматривались напряжения на внутреннем контуре постоянной обделки на моменты времени 5 суток, 150 суток, на момент бетонирования лотка тоннеля и через год после возведения постоянной обделки. Эти моменты времени отсчи-тываются от начала возведения постоянной обделки, т. к. в данном случае это удобнее, но не будем забывать, что 150 суток и год с момента возведения постоянной обделки на самом деле равны 300 и 665 суткам с начала разработки породы верхнего уступа тоннеля. Эти данные нам понадобятся для того, чтобы вычислить модули упругости бетона временной крепи верхнего и нижнего уступов по формуле (3.10), т. к. бетон временной крепи продолжает набирать прочность, и это оказывает влияние на формирование напряжённо-деформированного состояния постоянной обделки. Значения модуля упругости и коэффициента Пуассона приведены в таблице 3.2.
Итак, рассмотрим распределение тангенциальных напряжений на внутреннем контуре постоянной обделки через 5 суток после её возведения. Тангенциальные напряжения на всём протяжении контура сжимающие и лежат в пределах от 0 вблизи основания тоннеля до 0,58 МПа в полусводе. Столь малые напряжения объясняются тем, что основную часть нагрузки, возникшую после разработки породы на полное сечение, «приняла на себя» временная крепь. Далее с течением времени постоянная обделка пригружается за счёт проявления реологических свойств горных пород и обделки и набора прочности бетоном обделки. Так, по состоянию на 150 сутки после возведения обделки сжимающие напряжения в своде тоннеля увеличиваются до 1,8 МПа в полусводе. Здесь необходимо отметить, что напряжения в шелыге свода и в полусводе примерно одинаковые. Пройдя локальный максимум в полусводе, сжимающие напряжения уменьшаются и на уровне 3,2 м от основания тоннеля переходят в растягивающие. Растягивающие напряжения достигают максимума 0,32 МПа на уровне 1,4 м от основания тоннеля в его стенке.
В этот же момент времени в тоннеле бетонируют лоток. Монтаж лотка практически не влияет на распределение напряжений, т.к. ещё бетон ещё не набрал прочность. В своде тоннеля напряжения увеличиваются до 2,33 МПа. Затем уменьшаются, и, пройдя через 0, переходят в растягивающие, составляя в максимуме 0,39 МПа.
Набирая прочность, лоток оказывает влияние на распределение напряжений в обделке. Так, сжимающие напряжения в полусводе незначительно увеличиваются 2,65МПа в максимуме, при этом колеблются при продвижении вдоль контура. Пройдя максимум, напряжения снижаются, достигая 0 на расстоянии 4 м от поверхности лотка. Далее растягивающие напряжения увеличиваются и достигают максимума 1 МПа на уровне 2,4 м от основания тоннеля. Затем напряжения уменьшаются, снова проходят нулевую отметку на уровне 1,2 м от поверхности лотка и резко увеличиваются, достигая в месте сопряжения с лотком 5,9 МПа.
Проанализировав формирование напряжений за весь цикл строительства тоннеля, можно сделать вывод, что крепь и постоянная обделка являются недогруженными. Далее рассмотрим формирование напряжённо-деформированного состояния временной крепи и постоянной обделки без учёта отставания временной крепи от забоя. Моделирование производилось аналогично случаю с учётом отставания, также была учтена ползучесть пород и бетона обделки и временной крепи, а также старение бетона. Так же пошагово моделировалась проходка тоннеля. Исключение составляют модули упругости бетона временной крепи. Согласно формуле (3.10) приведённый модуль будет равен модулю уп 112 ругости бетона с учётом его старения по формуле (3.8). Деформационные характеристики породы и крепи для этой задачи приведены в таблице 3.3.
По результатам моделирования были построены зависимости (рис. 3.38, б и рис. 3.39, б) тангенциальных напряжений, возникающих во временной крепи и постоянной обделке.
Подробно анализировать графики не будем. Укажем в общих чертах, что характер формирования напряжений вдоль внутреннего контура временной крепи и постоянной обделки отличается от предыдущего случая, когда учитывалось отставание временной крепи от забоя. Максимальные сжимающие напряжения в крепи наблюдаются в полусводе и составляют 11,5 МПа. Максимальные растягивающие напряжения проявляются в стенке временной крепи нижнего уступа и составляют 1,8 МПа по данным на 150-е сутки после начала разработки породы верхнего уступа. Отметим здесь, что растягивающие напряжения наблюдаются только на шаге 150 суток. До этого все напряжения на внутреннем контуре временной крепи сжимающие. Анализируя характер распределения тангенциальных напряжений по контуру постоянной обделки, можно отметить, что на 2/3 длины контура наблюдаются растягивающие напряжения. Причём при вводе обделки в работу растягивающие напряжения наблюдаются почти на всём контуре.
Исключение составляет лишь шелыга свода, где фиксируются незначительные сжимающие напряжения. На последующих шагах сжимающие напряжения в своде увеличиваются, достигая через год величины 1,9 МПа, а на стенках обделки растягивающие напряжения продолжают расти и достигают на уровне 2 м от основания тоннеля значения 3,6 МПа.
