Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ существующих исследований и постановка задач диссертации 9
1.1. Краткий обзор и анализ технологии микротоннелирования 9
1.2. Анализ конструктивных решений обделки тоннелей при использовании технологии микротоннелирования 19
1.3. Анализ существующих методов расчета обделки тоннелей, сооружаемых по технологии микротоннелирования 32
1.4. Постановка задач диссертационных исследований 43
2. Геомеханическое обоснование эксплуатационных нагрузок на обделку тоннелей 47
2.1. Классификация нагрузок на эксплуатационные и монтажные и оценка их значимости при разработке конструктивных решений обделки 47
2.2. Расчетные схемы и методы определения нагрузок 51
2.3. Нагрузки от горного давления 58
2.4. Нагрузки от собственного веса обделки и давления наполнителя 73
2.5. Особенности приложения и передачи на обделку колесных нагрузок на поверхности 80
2.6. Совместный анализ, расчетные сочетания и рекомендуемые коэффициенты надежности эксплуатационных нагрузок 84
3. Геомеханическое обоснование монтажных нагрузок на обделку тоннелей 87
3.1. Расчетные схемы и методы определения монтажных нагрузок 87
3.2. Усилия продавливания на прямолинейных участках трассы тоннеля 93
3.3. Усилия продавливания на криволинейных участках трассы тоннеля 97
3.4. Построение общей расчетной схемы определения монтажных нагрузок для трассы с произвольной траекторией 107
3.5. Сравнительный количественный анализ монтажных нагрузок на различных участках трассы 114
4. Практическая реализация в России разработанных рекомендаций по определению нагрузок и проектированию обделок тоннелей, сооружаемых по технологии микротоннелирования 121
4.1. Определение напряжений и внутренних усилий в железобетонной обделке от воздействия эксплуатационных нагрузок с учетом горного давления по расчетной схеме "веса полного столба грунта до поверхности" 121
4.2. Определение напряжений и внутренних усилий в железобетонной обделке от воздействия эксплуатационных нагрузок с учетом нагрузок от горного давления по расчетной схеме "свода давления" 129
4.3. Расчетное обоснование поперечных арматурных каркасов железобетонных обделок, производимых в России 133
4.4. Оценка экономической эффективности предлагаемых конструктивных решений железобетонной обделки для микротоннелирования 141
Заключение 144
Список использованной литературы 146
- Анализ конструктивных решений обделки тоннелей при использовании технологии микротоннелирования
- Расчетные схемы и методы определения нагрузок
- Усилия продавливания на прямолинейных участках трассы тоннеля
- Определение напряжений и внутренних усилий в железобетонной обделке от воздействия эксплуатационных нагрузок с учетом нагрузок от горного давления по расчетной схеме "свода давления"
Введение к работе
Как свидетельствует мировая практика, технология микротоннелирования, которая несомненно относится к наукоемким "высоким" технологиям подземного строительства, за тридцатилетний период существования значительно расширила область своего применения: от безлюдной технологии сооружения тоннелей малого диаметра до сооружения тоннелей большого диаметра с присутствием людей. Технология микротоннелирования — это сооружение тоннелей с помощью специальных дистанционно управляемых механизированных проходческих комплексов и специальной обделки тоннелей, задавливаемой вслед за подвиганием комплексов. На сегодняшний день технология микротоннелирования при постоянном совершенствовании конструкций проходческих комплексов и обделки тоннелей превратилась в наиболее универсальную технологию подземного строительства: возможность сооружения тоннелей любого диаметра и по любым породам, в том числе неустойчивым и водонасыщенным, в условиях плотной городской застройки с минимальными деформациями земной поверхности и размерами строительной площадки при полной механизации и автоматизации всех горно-строительных работ, что обеспечивает высокие темпы строительства с минимальной численностью обслуживающего персонала при минимальном воздействии на окружающую среду, наземные сооружения и объекты.
Следует заметить, что технология микротоннелирования зародилась с развитием технического прогресса как некая альтернативная технология специальным способам городского подземного строительства (водопонижение, кессонная проходка, замораживание, искусственное укрепление грунтового массива и др.) и на сегодняшний день в мировой практике практически вытеснила эти специальные способы.
Перечисленные достоинства технологии микротоннелирования проявляются только при определенном сочетании и взаимодействии двух основных проходческих операций - разработки забоя и крепления тоннеля,
которые достигаются специальным конструктивным исполнением проходческого комплекса и обеспечивают устойчивость тоннеля, в том числе его герметичность, проходческого забоя, перекрывающего массива и земной поверхности. С позиций геомеханического состояния окружающего породного массива технология микротоннелирования ограничивает до безопасного (устойчивого) уровня развитие геомеханических процессов в массиве как на период сооружения, так и на период эксплуатации тоннеля. Необходимо обратить внимание на то, что специальные способы подземного строительства (замораживание, водопонижение, кессонная проходка) ограничивают нежелательное развитие геомеханических процессов только на период сооружения тоннеля.
Отличительная особенность микротоннелирования заключается в том, что обделка, передавая продольные усилия от домкратной установки на проходческую машину, активно участвует в разработке забоя. Таким образом, технологические задачи обделки гораздо шире, чем при традиционной щитовой проходке, когда элементы обделки монтируются под защитой проходческого щита. Однако с расширением технологических задач обделки при микротоннелировании увеличиваются и нагрузки на ее элементы: особенно возрастают продольные монтажные нагрузки на обделку, передаваемые домкратной установкой, и в конечном итоге становятся определяющими при увеличении длины проходки и кривизны трассы тоннеля по сравнению с поперечными эксплуатационными нагрузками. Более того, монтажные продольные нагрузки, зависящие от усилий трения по контакту боковой поверхности обделки и породного массива, определяются контактными напряжениями, т.е. определяются поперечными эксплуатационными нагрузками, в основном нагрузками от "горного давления", которые, как показывает практика, нелинейно зависят от глубины заложения тоннеля. Таким образом, расширение области применения технологии микротоннелирования, например по сравнению с щитовой проходкой, сопровождается ростом монтажных нагрузок на тоннельную обделку, которые находятся в сложной
функциональной зависимости от эксплуатационных нагрузок. Отсюда, становится очевидным усиление требований к точности и корректности определения этих нагрузок, определяющих конструктивное исполнение обделки тоннелей.
Учитывая изложенное, следует констатировать, что наблюдаемый прогресс в конструировании проходческих механизированных комплексов, который в большей степени сводится к разработке новых конструктивных решений проходческих машин и их автоматизации и в меньшей - к разработке новых конструкций обделки, существенно опережает разработку нормативно-методической базы, регламентирующей определение нагрузок на элементы обделки. В основе таких нормативно-методических разработок должны лежать исследования геомеханических процессов в окружающем породном массиве, определяющие условия взаимодействия массива и обделки, т.е. в конечном итоге эксплуатационные и монтажные нагрузки на обделку. В этом смысле тема диссертационных исследований является актуальной.
Цель работы состоит в геомеханическом обосновании и разработке методики определения нагрузок на обделку тоннелей при микротоннелировании как основы для последующего создания нормативной базы по конструированию обделки.
Идея работы заключается в том, что обделка в технологии микротоннелирования, предполагающей минимизацию строительного зазора и заполнение его бентонитовым раствором, деформируется в стесненных условиях совместно с окружающим породным массивом, что предопределяет использование расчетной схемы, построенной на конечно-элементной модели обделки и породного массива, адекватно отражающей технологические особенности микротоннелирования и геомеханические процессы формирования нагрузок на обделку.
Основные научные положения, разработанные лично соискателем, и их новизна:
1. Поскольку технологический регламент микротоннелирования
изначально предусматривает практически безосадочную для земной
поверхности проходку тоннелей, расчетная схема для определения нагрузки от
горного давления должна быть построена из условия недопустимости
геомеханических процессов образования в окружающем породном массиве
области предельного равновесия.
2. Кривизна трассы, возникающая по непредусмотренным проектом горно
геологическим условиям, может привести к такой же реализации реактивных
геомеханических процессов и соответственно увеличению монтажных нагрузок
на обделку, что и на криволинейной трассе, первоначально заложенной в
проектных решениях.
3. Нагружение обделки в условиях взаимовлияющих деформаций с
породным массивом и возникающих при этом на внешней поверхности обделки
контактных нормальных и касательных напряжений приводит к увеличению
сжимающих усилий в лотке и своде обделки, учет которых позволяет
существенно снизить металлоемкость поперечных арматурных каркасов
железобетонной обделки при сохранении ее прочности и трещиностойкости.
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций, содержащихся в работе, подтверждаются:
- использованием апробированных методов геомеханики и механики
подземных сооружений для определения нагрузок на обделку тоннелей;
*
сходимостью полученных результатов с результатами других авторов и данными производственных наблюдений;
положительными результатами внедрения расчетных рекомендаций в практику проектирования железобетонных обделок для микротоннелирования.
Методы исследований: анализ и обобщение существующего "опыта проектирования и производства работ при микротоннелировании; теоретические исследования нагрузок на обделку методами геомеханики и механики подземных сооружений; расчеты и обоснование конструктивных решений арматурных каркасов железобетонных обделок.
Научное значение работы состоит в дальнейшем развитии существующих представлений о геомеханических процессах формирования нагрузок на обделку тоннелей, сооружаемых по технологии микротоннелирования.
Практическое значение работы заключается в разработке методики определения нагрузок на обделку тоннелей, сооружаемых с использованием технологии микротоннелирования.
Реализация выводов и рекомендаций работы. Результаты работы реализованы в виде расчетного обоснования конструктивных решений железобетонных труб диаметром 600, 800, 1000, 1200 и 1500 мм, выпускаемых ООО "Завод специальных железобетонных труб".
Апробация работы. Результаты работы обсуждались в сентябре 2003 и 2004гг. на семинарах Российского общества по внедрению бестраншейных технологий и на заседаниях кафедры ФГПиП МГГУ в 2003 и 2004 гг.
Публикации. По теме диссертации опубликованы три работы.
Объем работы. Работа состоит из введения, четырех глав и заключения, содержит список литературы из 70 наименований, 14 рисунков и 37 таблиц.
Анализ конструктивных решений обделки тоннелей при использовании технологии микротоннелирования
При использовании технологии микротоннелирования для крепления тоннелей используются секции труб (именуемые в дальнейшем трубами), которые поочередно стыкуются в стартовой шахте и задавливаются в породный массив вслед за подвиганием щитовой микромашины, образуя обделку тоннеля [1]. Рассмотрим существующие конструктивные решения такой обделки в зависимости от материала труб и конструкции стыков между ними, что главным образом определяет грузонесущую способность, герметичность обделки и в конечном итоге ее долговечность, поскольку она эксплуатируется, как правило, в агрессивных средах. При этом будем следовать классификации, приведенной в работах [1, б, 7, 8, 9]. Кратко проанализируем также практику применения этих конструктивных решений за рубежом и в России.
По материалу трубы для микротоннелирования можно классифицировать следующим образом: из металла (сталь, чугун), из неметаллических материалов (неорганических, органических и комбинированных). Трубы из стали могут применяться только как футляры для прокладки трубопроводов. В России накоплен значительный опыт такой технологии, особенно при сооружении переходов под транспортными магистралями. В качестве примера можно привести опыт проходки коллектора в Восточном административном округе Москвы [38]. Обделка коллектора, пройденного комплексом AVN 600 на глубине 3,8-6,25 м в глинах и обводненных песках с нагнетанием бентонитового раствора - стальной футляр диаметром 820 мм из труб длиной по 3 м, соединенных сваркой, с укладкой внутри пластиковой трубы. При этом необходимо иметь в виду, что срок службы стальных футляров значительно меньше, чем трубопроводов из других материалов. По данным [38, 39, 40] срок службы стальных трубопроводов - 10-15 лет, пластиковых - 30-50 лет, коррозия углеродистой стали в канализационных сетях составляет 0,3-0,5 мм/год.
Использование чугуна в качестве материала залавливаемых труб нежелательно. Имеется информация [41], что в России выполнены конструкторские разработки чугунных труб в бетонной оболочке с высокими прочностными свойствами для восприятия усилий домкратной станции.
Трубы из неметаллических неорганических материалов — это керамические, асбоцементные и железобетонные трубы. Керамические трубы являются традиционной и вместе с тем наиболее качественной и дешевой обделкой тоннелей малого диаметра обычно до 600 мм в зарубежной практике, особенно в странах Западной Европы [42]. В качестве иллюстрации на рис 1.2, а приведена конструктивная схема керамической трубы, а на рис.1.2, б - конструктивная схема стыка между трубами. Ниже в таблице 1.2 указаны значения основных конструктивных параметров, заимствованные из работы [8]. В таблице 1.3. приведены характеристики физико-механических свойств керамического материала труб [8]. Особые требования прочности и гидроизоляции предъявляются к конструкции стыка (рис 1.2, б) между трубами [6], который обеспечивает: передачу продольных усилий от трубы (1) к трубе (1) через деревянные прокладки (2), восприятие поперечных сил с помощью манжеты из легированной стали (3), герметизацию стыка в результате установки в торце манжеты кольцевых уплотнителей из мягкой губчатой резины (4) и фасонных кольцевых уплотнителей из каучуко-эластомера (5) под манжетой в специальных канавках.
Деревянные прокладки (2), изготавливаемые из сосны, ели или бука без сучков, будучи первый раз деформированными, сглаживают все неровности на торцевых участках труб, а при последующих деформациях остаются достаточно жесткими, чтобы не передавать реактивное усилие при последующей разгрузке домкратов.
Стальная манжета (3) имеет диаметр на 2-3 мм меньше диаметра трубы, чтобы при повороте трассы тоннеля она не выступала за пределы внешнего диаметра трубы. Уплотнительные кольца (4) обеспечивают герметизацию стыка и его прочность при передаче продольных усилий, а уплотнительные кольца (5) - герметизацию и прочность стыка при передаче поперечных сил.
Изготовление керамических труб в России, отвечающих мировым стандартам по качеству изделий, не представляется возможным в ближайшую перспективу, поскольку это требует закупки специального дорогостоящего оборудования по подготовке сырья [42], а существующее оборудование российских предприятий по производству керамических строительных материалов не обеспечивает такого качества подготовки сырья.
Асбоцементные трубы в зарубежной практике имеют более ограниченное использование по сравнению с керамическими трубами и применяются также для тоннелей малого диаметра. В качестве иллюстрации в таблице 1.4. приведены некоторые конструктивные параметры асбоцементных труб, а в таблице 1.5. - характеристики физико-механических свойств асбоцементного материала труб, заимствованные из работы [8]. Конструкция стыка для асбоцементных труб может быть выполнена [6] по четырехточечной схеме опирання стальной манжеты на кольцевые уплотнители, как это показано на рис. 1.2, б. Кроме этого, между внутренней поверхностью деревянной прокладки (2) и торцевыми поверхностями стыкуемых труб (1) зачеканивается упругий герметик, который должен выдерживать давление воды как изнутри, так и снаружи трубы.
Расчетные схемы и методы определения нагрузок
Определив первостепенную значимость продольных монтажных нагрузок в статических расчетах микротоннельных конструкций, вернемся к анализу поперечных эксплуатационных нагрузок, которые составляют предмет исследований во второй главе настоящей работы.
Судя по приведенной выше классификации режимов нагружения, поперечные эксплуатационные нагрузки действуют в режиме заданной нагрузки и режиме взаимовлияющих деформаций. Режим заданной нагрузки реализуется только в слабых водонасыщенных грунтах, не способных создать реактивный отпор при горизонтальных перемещениях обделки, деформирующейся под действием активной вертикальной нагрузки. В остальных чаще всего встречающихся геомеханических ситуациях реализуется режим взаимовлияющих деформаций, когда активные нагрузки неизбежно порождают реактивные нагрузки со стороны окружающего породного массива. Следует подчеркнуть, что режим взаимовлияющих деформаций наиболее характерен для технологии микротоннелирования, которая обеспечивает задавливание трубчатой обделки в породный массив с минимальными строительными зазорами и заполнение последних бентонитовым раствором, что создает плотный контакт с породным массивом по всему периметру обделки, необходимый для реализации режима взаимовлияющих деформаций.
При различных режимах нагружения, как отмечается в работах И.В.Баклашова и Б.А.Картоэия, возможны различные сочетания активных и реактивных нагрузок по периметру обделки - раздельное или совместное их приложение, что может быть представлено в виде схем нагружения.
Первая схема нагружения характеризуется активным нагружением по всему периметру или на части периметра обделки в условиях свободного ее деформирования, когда на другой части периметра, обычно на опорной части конструкции, возникают реактивные нагрузки, для определения которых достаточны условия статического равновесия конструкции. Такая схема нагружения описывает указанный выше режим заданной нагрузки на обделку в слабых водонасыщенных грунтах. Вторая схема нагружения характеризуется активным и реактивным нагружением по всему периметру обделки в условиях стесненного деформирования, когда реактивные нагрузки могут быть определены только из условий совместного деформирования обделки и породного массива. Такая схема нагружения чаще всего реализуется при микротоннелировании. Иными словами, сама "технология микротоннелирования определяет вторую схему нагружения обделки поперечными эксплуатационными нагрузками. Третья схема нагружения представляет комбинацию первой и второй схем нагружения, когда одна часть периметра обделки деформируется свободно, а другая находится в условиях стесненного деформирования. Примером может служить схема нагружения сборной обделки при щитовой проходке тоннеля, которая часто рекомендуется для трубчатых обделок при микротоннелировании.
Рассмотрим негативную сторону подобных рекомендаций. Схема нагружения в сочетании с конструктивной схемой обделки, представляющей схематическое изображение ее конструктивных особенностей, образуют так называемую расчетную схему обделки, которая помимо графического изображения должна содержать необходимые для расчета условия и числовые параметры.
Расчетная схема обделки используется для определения внутренних усилий (изгибающих моментов, продольных и поперечных сил) в элементах обделки или компонентов напряженно-деформированного состояния (напряжений, деформаций, смещений) в тех же элементах, минуя определение внутренних усилий. В первом случае обычно используются методы строительной механики, во втором — методы механики деформируемого твердого тела. Поскольку подобные расчеты при второй и третьей схемах нагружения невозможны без определения реактивных нагрузок, приходится анализировать деформированное состояние обделки, т.е. решать соответствующие статически неопределимые задачи, откуда параллельно с определением внутренних усилий или компонентов напряженно-деформированного состояния находятся реактивные нагрузки.
Остановимся более подробно на определении реактивных нагрузок, которые по направлению действия можно подразделить на нормальные и касательные к периметру обделки. Если говорить о методах строительной механики, обычно применяемых при расчете тоннельных конструкций, то они построены на определенных" гипотезах, лежащих в основе определения реактивных нагрузок. В работе [60] реактивные нагрузки определяются в характерных точках периметра обделки путем введения рабочей гипотезы об их распределении на отпорном участке периметра. В работе [61] вводится рабочая гипотеза относительно равномерного распределения в своде обделки активной нагрузки в пределах безотпорного участка, а затем определяются методами строительной механики реактивные нагрузки, действующие в фиктивных стержневых опорах обделки на породный массив. При этом рассматриваются условия совместности деформаций обделки и породного массива, но в рамках гипотезы местных деформаций, предполагающей независимость местных перемещений фиктивной опоры от перемещений в соседних точках и линейную зависимость величины реактивного отпора от местных перемещений, которые связаны так называемым коэффициентом нормального упругого отпора.
Таким образом, использование для статического расчета микротоннельных трубчатых обделок третьей схемы нагружения и соответствующей расчетной схемы, ориентированной на применение расчетных методов строительной механики и характерной для проектирования сборных обделок при щитовой проходке, неадекватно отражает нагружение обделок при микротоннелировании и может привести к негативным последствиям при проектировании по следующим причинам: 1. вертикальная нагрузка рассматривается как активная и равномерно распределенная в пределах так называемой безотпорной зоны; 2. горизонтальная нагрузка рассматривается распределенной по определенному закону и включает активную составляющую и реактивную, определяемую на основании рабочей гипотезы с учетом коэффициента нормального упругого отпора; 3. касательная реактивная нагрузка, как правило, не учитывается, хотя в нормативных документах имеются указания о необходимости ее учета; 4. рекомендуемая расчетная схема трубчатой обделки, ориентированная на применение расчетных методов строительной механики, в целом представляет свободно деформируемое упругое кольцо, где действительные условия его стесненного деформирования заменены реактивными нагрузками, построенными на основании рабочей гипотезы.
Усилия продавливания на прямолинейных участках трассы тоннеля
Для построения расчетного выражения усилий продавливания на прямолинейных участках трассы тоннеля рассмотрим общее расчетное выражение (3.3) и будем полагать, что на определенном участке прямолинейной трассы механические свойства породного массива и глубина заложения тоннеля Н остаются неизменными, т.е. c(6,z) и /J(Z) не зависят от координаты Z. Кроме того, вместо а{в) будем рассматривать среднеинтегральное по полярному углу в нормальное напряжение аср по боковой поверхности трубчатой обделки. В итоге, расчетное выражение (3.3) преобразуется к виду; F = s{acpM + c), (3.4) где S = xDJ„ - площадь боковой поверхности обдолки тоннеля на рассматриваемом участке трассы л, м2; Da - внешний диаметр трубчатой обделки тоннеля, м; /„ - длина рассматриваемого участка трассы и, м. Последнее расчетное выражение удобно записать следующим образом: F = Sg, (3.5) где q = [ JCP/J+C) - удельное сопротивление трения, МПа.
Если считать, что коэффициент трения /г и сцепление С на рассматриваемом участке определены в зависимости от механических свойств породного массива, например по рекомендациям, приведенным в таблице 3.1, достаточно проанализировать зависимость стср от механических свойств породного массива и глубины заложения тоннеля Я.
Как следует из анализа таблицы 3.2, погрешность замены =1 не выходит за 32%. Необходимо иметь в виду, что при оценке тср по формуле (3.6) учитывалась нагрузка только от горного давления и не учитывалась нагрузка от собственного веса конструкции обделки и пригрузки на поверхность земли, которые также дают определенные приращения аср. Поэтому для 1 + Д . дальнейшего анализа у можно положить =1 и тем самым учесть влияние других нагрузок на величину аср, т.е.: тср = Wfl Тогда расчетное выражение для удельного сопротивления трения можно записать следующим образом: q = {куі)- p + C. (3.8) Ниже в таблице 3.3 приведены результаты численных расчетов q по формуле (3.8) для грунтов, приведенных в таблице 3.1, при средних значениях коэффициентов трения /; и сцепления С и для глубин заложения Я =6, 10, 15м, которые удовлетворяют условию H 2Da, При этом коэффициент к принят по рекомендациям второй главы настоящей работы, для различных типов грунтов приняты углы внутреннего трения, указанные в таблице 3.2, а средний удельный вес перекрывающих пород принят равным -=20 кН/м3. В таблице 3.3 в столбце 5 приведена вычисленная по формуле (3.8) первая составляющая удельного сопротивления трения q - от влияния трения ((куН)/і), в столбце 6 - вторая составляющая q - от влияния сцепления (С), а в столбце 7-их сумма, т.е. полное значение д по формуле (3.8). Как видно из анализа числовых данных, влияние сцепления мало по сравнению с влиянием трения, т.е. при заданных по таблице 3.1 значениях сцепления влияние адгезионных процессов несущественно и этим влиянием можно пренебречь, а формулу (3.8) можно упростить, записав: = МК (3.9)
Хотя, как указывалось выше и в работе [52], при длительных аварийных остановках проходческого комплекса адгезионное сцепление может существенно возрасти и не следует им пренебрегать в расчетах. Но для обоснования таких расчетов необходимы специальные экспериментальные и теоретические исследования.
Как показывает практика микротоннелирования и как отмечалось в п.3.1., на криволинейных трассах, которые заложены в проектных решениях или трассах с технологической кривизной, возникающей по причине непредусмотренных проектом горно-геологических условий, усилия продавливания возрастают. Рассмотрим причины такого увеличения усилий продавливания и постараемся оценить возможные их максимальные значения.
Усилия продавливания определяются сопротивлением внедрению рабочего органа в породный забой и сопротивлением сил трения по боковой поверхности продавливаемых элементов трубчатой обделки, которые за счет деформаций торцевых прокладок могут разворачиваться на криволинейных участках трассы. Если предположить, что сопротивление внедрению в породный забой практически не изменяется на криволинейной трассе, основной причиной увеличения усилий продавливания следует считать увеличение сил трения на тех участках внешней поверхности трубчатой обделки, которые испытывают дополнительный реактивный отпор со стороны окружающего породного массива при развороте. Силы реактивного отпора со стороны породного массива формируют реактивный момент, противодействующий активному моменту внецентренно приложенных по торцам обделки усилий продавливания на криволинейных участках трассы. Таким образом, природа дополнительных усилий продавливания связана с процессом взаимодействия трубчатых обделок с окружающим породным массивом, который представляется достаточно сложным в отношении его математического моделирования. Поэтому, постараемся упростить математическую модель, имея в виду ранее опубликованные работы [53, 55], и в конечном итоге получить предельно максимальные оценки для усилий продавливания на криволинейных трассах [69].
Определение напряжений и внутренних усилий в железобетонной обделке от воздействия эксплуатационных нагрузок с учетом нагрузок от горного давления по расчетной схеме "свода давления"
Судя по таблицам 4.8 и 4.9 наиболее опасные сечения имеют место в лотке и своде обделки, так же как и в предыдущем расчете (см. п. 4.1.). Однако, величина внутренних усилий N и М и соотношение между ними в лотке и своде остаются приблизительно на уровне предыдущего расчета для глубины заложения Я=10 м, поскольку при глубине заложения Я =25 м вертикальная нагрузка от горного давления определялась по расчетной схеме "свода давления" (рисунок 4.2).
По вычисленным в п.п. 4.1., 4.2. внутренним усилиям в наиболее опасных сечениях обделок выполним расчет поперечных арматурных каркасов железобетонных конструкций обделок, производимых в России на технологическом оборудовании фирмы "Педершааб".
При расчете железобетонных конструкций будем руководствоваться существующими в России нормативными рекомендациями, изложенными в При расчете железобетонных конструкций будем руководствоваться существующими в России нормативными рекомендациями, изложенными в СНиП 2.06.08-87 "Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических сооружений", СНиП 2.03.01-89 " Бетонные и железобетонные конструкции", СНиП 2.06.09-84 "Туннели гидротехнические" и СНиП 2.05.03-84 "Мосты и трубы".
Конструктивные решения арматурных каркасов определим в результате расчета по предельным состояниям первой группы (на прочность) в соответствии с п. 5.15 и по предельным состояниям второй группы (на раскрытие трещин) в соответствии с п.п. 6.7-6.9 СНиП 2.06.08-87.
Принимаем следующие характеристики материалов: бетон класса В 40 с расчетным сопротивлением сжатию для предельных состояний первой группы Дя=2240 т/м2 и второй группы RtSEIt =2960 т/м2; арматура класса A-III диаметром 8 мм с нормативным сопротивлением растяжению (для предельных состояний второй группы) RSSER =40000 т/м2, расчетным сопротивлением растяжению и сжатию Rs = Rsc =36000 т/м2. Принимаем коэффициенты условий работы: обделки по СНиП 2.06.09-84 при расчете по предельным состояниям первой группы /с=1,1, второй группы с =1,15; бетона по СНиП 2.06.08-87 /„=1.1 и по СНиП 2.03.01-84 /„=11./„=0,85, отсюда при расчете по предельным состояниям первой группы /„=1,1-0,85=0,935, второй группы /в=1,0; арматуры по СНиП 2.06.08-87 при расчете по предельным состояниям первой группы /s=1,1, второй группы /s=1,0. При расчете по предельным состояниям первой группы коэффициент сочетания нагрузок принимается равным /1с=1,0, коэффициент надежности по назначению - /„=1,0. При расчете по предельным состояниям второй группы 134 (по раскрытию трещины) принимаем допустимое раскрытие трещин Дс, =0,3 мм по 3-ей категории требований СНиП 2.03.01-84 .
Ниже в таблицах 4.10, 4.11, 4.12 и 4.13 приведены результаты расчетов сечений растянутой As и сжатой A s арматуры и шага ее установки /по длине обделки для вариантов нагружения обделок /),=1200 мм и 1500 мм, которые были рассмотрены в п.п. 4.1 и 4.2 и для которых были определены внутренние усилия в расчетных сечениях. Ниже приведены расчеты раскрытия трещины при определении горного давления по расчетной схеме "веса полного столба грунта до поверхности". Таблица 4.14 Результаты расчетов раскрытия трещин аС1 для ,.=1200 мм Характерные сечения обделки Расчетные характеристики Типы грунтов I II 111 IV Глубина заложения 6 м лоток Ширина раскрытия трещин а , мм 0.26 0.24 0.29 0.14 свод Ширина раскрытия трещин ва, мм 0.27 0.24 0.28 0.15 Глубина заложения Юм лоток Ширина раскрытия трещин аст, мм 0.26 0.24 0.26 0.20 свод Ширина раскрытия трещин а , мм 0.25 0.24 0.26 0.21 Таблица 4.15 Результаты расчетов раскрытия трещин асг для Д.=1500 мм Характерные сечения обделки Расчетные характеристики Типы грунтов I II III IV Глубина заложения 6 м лоток Ширина раскрытия трещин ва, мм 0.25 0.23 0.25 0.23 Глубина заложения 10 м лоток Ширина раскрытия трещин а , мм 0.23 0.21 0.22 0.29 (0.36) Представленные в таблицах 4.14 и 4.15 результаты расчетов аст удовлетворяют предельному условию (4.8), в правой части которого стоит допустимая ширина раскрытия трещин 0.345 мм, кроме случая лотка обделки с внутренним диаметром 7),=1500 мм для IV типа грунта, где асг=0.36 (указана в таблице 4.15 в скобках). В связи с этим и были внесены изменения в таблицу 4.11, где представлены результаты расчетов по предельному состоянию 139 первой группы (по прочности): сечение арматуры увеличено до 3.0 см2 с соответствующим уменьшением шага до 17 см, указанных в скобках. Пересчитанная в соответствии с этими изменениями ширина раскрытия трещин составила 8 =0.29 мм, что удовлетворяет предельному условию (4.8). Ниже приведены результаты расчетов раскрытия трещин при определении горного давления по расчетной схеме "свода давления". Таблица 4.16 Результаты расчетов раскрытия трещин а„ для Д. =1200 мм Характерные сечения обделки Расчетные характеристики Типы грунтов I II III IV Глубина заложения 25 м лоток Ширина раскрытия трещин aWl мм 0.27 0.26 0.28 0.16 свод Ширина раскрытия трещин а , мм 0.24 0.24 0.28 0.16 Таблица 4.17 Результаты расчетов раскрытия трещин асг для Д. =1500 мм Характерные сечения обделки Расчетные характеристики Типы грунтов I II til IV Глубина заложения 25 м лоток Ширина раскрытия трещин a , мм 0.23 0.22 0.23 0.38(0.30) свод Ширина раскрытия трещин а , мм 0.23 0.23 0.23 0.38(0.30)
Представленные в таблицах 4.16 и 4.17 результаты расчетов а удовлетворяют допускаемой ширине раскрытия трещин 0.345 мм, кроме случая лотка обделки с внутренним диаметром Д=1500 мм для IV типа грунта, где асг=0.38. В связи с этим были внесены изменения в таблицу 4.13, где представлены результаты расчетов по предельному состоянию первой группы (по прочности): сечение арматуры увеличено до 3.0 см2 с соответствующим уменьшением шага до 16 см. Пересчитанная в соответствии с этими изменениями ширина раскрытия трещин составила аСг=0.30 мм (указана в скобках), что удовлетворяет допускаемой ширине раскрытия трещин.
