Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ современного состояния причальных сооружений 10
1.1. Характеристика воздействия внешних факторов на причальные сооружения 10
1.2. Анализ современного технического состояния сооружений некоторых портов Волжско-Камского бассейна 16
2. Анализ исследований вопросов эксплуатационно-технического состояния причальных портовых сооружений 27
2.1. Техническая эксплуатация портовых сооружений 27
2.2. Воздействие окружающей среды на техническое состояние причальных сооружений 31
2.3. Анализ исследований влияния грунтовой среды на напряженно-деформированное состояние (НДС) сооружений 34
2.4. Постановка задачи исследований 44
3. Разработка методики оценки эксплуатационно-технических параметров причальных портовых сооружений из металлического шпунта 49
3.1. Выбор метода оценки эксплуатационно-технических параметров 49
3.2. Разработка методики определения НДС причального портового сооружения методом математического моделирования 52
3.2.1. Имитационное моделирование 52
3.2.2. Математическое моделирование работы причального сооружения методом конечных элементов 55
3.2.3. Численное исследование напряженно-деформированного состояния причального сооружения в сложных инженерно-геологических условиях 65
3.2.4. Построение расчетной модели исследований 71
3.2.5. Точность, сходимость и устойчивость исследования конструкции причального сооружения методом конечных элементов 78
4. Исследование эксплуатационно-техническихпараметров причального портового сооружения из металлического шпунта 84
4.1. Обоснование предельной эксплуатационной нагрузки на причальное сооружение 84
4.2. Исследование влияния технических характеристик на эксплуатационные параметры причального сооружения 88
4.2.1. Влияние глубины погружения шпунта 88
4.2.2. Влияние изменения толщины конструкции 92
4.2.3. Влияние изменения поперечного сечения шпунта 95
4.2.4. Влияние точки приложения анкерной тяги 102
4.3. Исследование природных факторов на деформационные характеристики причального сооружения 109
4.3.1. Ледовые нагрузки 109
4.3.2. Нагрузка от гидростатического давления воды 115
4.4. Исследование НДС причального сооружения из металли ческого шпунта порта Левшино 118
Заключение 126
Библиографический список использованной литературы 129
Приложения 147
- Анализ современного технического состояния сооружений некоторых портов Волжско-Камского бассейна
- Анализ исследований влияния грунтовой среды на напряженно-деформированное состояние (НДС) сооружений
- Математическое моделирование работы причального сооружения методом конечных элементов
- Исследование влияния технических характеристик на эксплуатационные параметры причального сооружения
Анализ современного технического состояния сооружений некоторых портов Волжско-Камского бассейна
Влияние разнообразных факторов, перечисленных выше, можно проследить на примерах причальных сооружений портов Перми [44, 45, 116], Левшино [77] и Нижнего Новгорода [79], приведенных ниже. В порту Пермь расположены причалы Центрального грузового района и причалы Заостровского грузового района. Конструкция набережных Цен трального и Заостровского грузовых районов принята одна и та же и состоит из основания в виде железобетонных сборных массивов-гигантов и железобетонных -ребристых плит надстройки. Основанием сооружения служат вап-пы, расположенные до 83,0-84,0м отметок. Вертикальные гравитационные сооружения передают нагрузку на ваппы через каменную постель толщиной 0,5-1,2м. В качестве обратной засыпки в пределах абсолютных отметок от 83,7 до 88,0м (от верха массива гиганта) служит песчано-гравийная смесь с содержанием гравия от 5% до 25%. Обратная засыпка пазух выше отметки 88,0м выполнена песком средней крупности. Со времени строительства причальной набережной и по настоящее время проводилось несколько обследований стенок: в 1992, 1993 и 1999 году с целью выяснения ее технического состояния и выдачи паспорта. По результатам наблюдений за плановыми и высотными смещениями на Центральном грузовом районе в период с 1992 по 1999 год, выявлено следующее: - максимальное горизонтальное смещение верха стенки в 1992 году составляло 30 мм, в 1993 году составляло 37 мм, а 1999 составило 31 мм; - максимальное высотное смещение верха стенки в апреле 1993 года составляло 10 мм, в октябре 1993 года составляло 10 мм, а 1999 составило 11 мм.
По результатам наблюдений за плановыми и высотными смещениями на Заостровском грузовом районе в период с 1992 по 1999 год, выявлено следующее: - максимальное горизонтальное смещение стенки в 1992 году составляло 26 мм, в 1993 году составляло 35 мм, а 1999 составило 22 мм; - максимальное высотное смещение стенки в апреле 1993 года составляло 10 мм, в октябре 1993 года составляло 7 мм, а 1999 составило 7 мм. В Центральном и Заостровском грузовых районах в 1993 году при обследовании причальной стенки выявлено следующее: площадь сколов бетона без оголения арматуры составляет от 5м до 14,6 м ; площадь сколов бетона с оголением арматуры составляет от 7,5м2 до 170 м2. Общая площадь разрушений составляет 38% от обследованной площади. При обследовании причальной стенки в 1999 году выявлено, что: площадь сколов бетона без оголения арматуры составляет от 2,5м до 54 м ; площадь сколов бетона с оголением арматуры составляет от 15,75м до 139,9 м2. Общая площадь разрушений составляет 32,9% от обследованной площади. Таким образом, за весь период эксплуатации стенок разрушение бетона составило 70,8%. ВГАВТом при участии автора в 1999 году было проведено визуальное обследование причальной набережной, а также выполнен контроль прочности бетона с помощью молотка Кашкарова, которые показали, что с течением времени разрушение бетона носит все более нарастающий характер. Наблюдаются сколы бетона на всем протяжении причальной стенки (рис. 1.6, 1.7). Происходят сколы бетона под действием ударных нагрузок от судов, грейферов, падающих грузов, и на месте сколов обнажается арматура.
Арматура подвергается коррозии, что приводит к потере прочности элементов стенки. Кроме того, существуют еще такие виды разрушений, как трещины, сквозные отверстия, оголения горизонтальных и вертикальных швов, участки крошения бетона, представляющие дополнительные разрушения стенки (рис. 1.8, 1.9). Так, например, под действием напора грунтовых вод, а также вследствие некачественной укладки обратного фильтра, происходит вымывание обратной засыпки в некоторых секциях причальной линии ЦГР. В 1993 году обнаружены сквозные отверстия в бетоне по длине причальной стенки, в 1999 году сколов бетона меньше, но на всем протяжении второй части стенки зафиксировано большое количество трещин, которые могут привести к сколам. В нескольких секциях плиты надстройки выступают в сторону акватории на 10см относительно плиты соседней секции. Это можно объяснить либо строительной ошибкой, либо неправильным нагруже-нием стенки в данном районе. На некоторых секциях второй части стенки наблюдается сильное разрушение бетона тумбовых ниш, в некоторых секциях вырваны швартовые тумбы. Бетон здесь не удовлетворяет требуемым маркам прочности. Это происходит из-за действия переменных уровней воды и ударных нагрузок от судов и перегрузочного оборудования. При этом прочность бетона падает и швартовые тумбы не удерживают расчетную нагрузку. Другая причина потери прочности может заключаться в превышении нагрузкой ее проектного значения. При этом удерживающие силы становятся меньше сдвигающих и происходит выдергивание тумбы из бетонного массива. Потерявший проектную прочность бетон разрушается под действием механических и природных факторов.
Происходит разрушение низового и верхового открылков причальной набережной центрального грузового района вследствие некачественной укладки обратного фильтра (рис. 1.10). На причальной стенке в виде полуоткосной набережной производится перегрузка технической соли навалом. В результате воздействия агрессивной среды в виде соли бетон полуоткосной части стенки полностью разрушился и участок подлежит реконструкции (рис. 1.11). Реконструкция участка осуществляется установкой массивов гигантов в основании и железобетонных плит надстройки. набережной, произошел обвал грунта засыпки вследствие вымывания его грунтовыми водами. В том же году произведена засыпка щебнем зоны просадки грунта. В 1975 году в результате удара теплоходом «Волго-Дон» причальная набережная получила местные повреждения шпунта на протяжении более Зм, также была погнута анкерная тяга, а причальная тумба полностью выведена из строя. В 1981 году также выявлено несколько повреждений в виде трещин в шпунте, следов коррозии и переуглубления перед стенкой. Исследованиями ЛИВТа было установлено, что шпунтовая стенка при низких горизонтах воды на акватории подвержена воздействию неучтенного при проектировании гидростатического напора грунтовых вод, величина которого составляет 1,5 м. Перед набережной имелись зоны переуглубления проектного дна, составляющие 0,3-0,45 м. При проведенном нами в 2000 году обследовании состояния конструктивных элементов причальной стенки визуальный осмотр выявил повреждения шпунтовых свай и шапочного бруса. При обследовании наблюдалось большое количество вмятин и трещин шпунта от ударов судов ниже отбойного устройства, расхождение шпунтин в замках или отсутствие замков между шпунтинами, повреждение шпунтовых свай в местах отсутствия шапочного бруса вследствие ударов, коррозия шпунтовых свай. Повреждение бетона шапочного бруса носит периодичный характер по длине причального фронта и выражается в сколах бетона, разрушении бетона с оголением арматуры, поперечных сквозных трещинах шапочного бруса и полном отсутствии бетона шапочного бруса на протяжении от 1,5 до 7м. Выборочный контроль прочности бетона в местах основных его разрушений показал, что в 50% выполненных измерений прочность бетона не соответствует проектной и бетон нуждается в замене. Оценка коррозии стальных конструкций показала преобладание сплошной коррозии шпунта, а также наличие язвенной коррозии на поверх
Анализ исследований влияния грунтовой среды на напряженно-деформированное состояние (НДС) сооружений
На гидротехнические сооружения влияет ряд внешних нагрузок. Все нагрузки, действующие на сооружение разделяются на постоянные и временные. Постоянные нагрузки действуют на сооружение с момента его постройки и в большинстве случаев не поддаются регулированию в процессе эксплуатации. Временные нагрузки отличаются большим разнообразием. Одной из самых важных постоянных нагрузок является давление грунта, заполняющего пазухи причальных стенок. Инженерные расчеты для оценки напряженно-деформированного состояния грунтовой среды опираются на законы теорий механики грунтов. Основы механики грунтов были заложены в трудах Ш. Кулона, Ж. Бус-синеска и В. И. Курдюмова. Развитие механики грунтов происходило от теории упругости к новой области - нелинейной механике грунтов [1, 16, 41, 42, 47, 60, 67, 69, 103, 131, 135, 139, 142, 150, 156 и др.]. На основе теории упругости были построены инженерные расчеты для определения напряженно-деформированного состояния оснований. Применение нелинейных методов позволило учитывать реальные условия деформирования грунтов и создало возможность повысить нагрузки на основание, обосновать снижение материалоемкости конструкции сооружений, приблизить решения теории к экспериментальным данным. Нелинейные методы расчета получили применение при определении деформаций оснований в зонах упругих и пластических областей с четкой границей между ними. Это направление, названное решением смешанной за дачи теории упругости и пластичности грунтов, получило развитие в работах Соколовского В. В. [110], Горбунова-Посадова М. И. [31], Федорова И. В. [128]. Второе направление решения нелинейных задач исходит из представления о грунте как об упругогшастическом теле, в котором одновременно развиваются упругие и пластические деформации без разделения зон указанных деформаций [36, 37, 50, 52, 61]. Третьей разновидностью решения нелинейных задач является учет объемных деформаций разрыхления грунта (дилатансии), которому посвящены работы [43, 46, 71]. Особенностью модели упругопластического основания Соколовского-Федорова [ПО, 128] является полубесконечное простирание нагрузки и при-грузки.
Это приводит к постоянному значению компонент напряжений вдоль радиуса без затухания с глубиной, что не соответствует условиям работы фундаментов конечных размеров. Кроме того, в этих решениях получены зависимости для определения напряжений и не найдены зависимости для определения деформаций, которые в большинстве случаев имеют более важное практическое значение. Решение упругопластической задачи для жесткого ленточного фундамента с учетом образования под фундаментом уплотненного ядра впервые получено Горбуновым-Посадовым М. И. [31] и предложен метод решения смешанной задачи на примере полосовой нагрузки без пригрузки для среды, обладающей трением и сцеплением, применяя метод итерации. По мнению Бугрова А. К. [9, 10], полное решение смешанной задачи в напряжениях и деформациях может быть получено только численными методами. Им разработан и реализован алгоритм численного решения на ЭВМ смешанной задачи линейной теории упругости совместно с ассоциированным или неассоциированным законами пластического течения и применением метода конечных элементов. Мурзенко Ю. Н. предложил принцип сложения упругопластических решений полубесконечных полей напряжений для получения приближенного инженерного решения смешанной задачи при действии полосовой нагрузки [68]. Киселев В. Ю. [50] разработал алгоритм упругопластического расчета заанкерованных больверков. Расчет производится с помощью метода конечных элементов с учетом развития пластических зон в грунте. Материал шпунта и анкерной плиты принят работающим в упругой стадии, а поведение грунта в пластической области описывается ассоциированным законом в рамках теории пластического течения. Для прямоугольного элемента, моделирующего грунтовый массив, матрица жесткости принята для условий плоской деформации в виде
Математическое моделирование работы причального сооружения методом конечных элементов
Математическая модель металлической шпунтовой набережной представляет собой совокупность дискретных областей (элементов), связанных между собой в конечном числе точек (узлов). Основными неизвестными являются степени свободы узлов конечно-элементной модели. В результате статического прочностного анализа определяются перемещения, напряжения, деформации и усилия, которые возникают в конструкции или ее составных частях в результате приложения механических сил. Для материалов с линейными свойствами напряжения связаны с деформациями соотношением [69, 111]: где Ех - модуль Юнга в направлении оси х, vxy - минимальный коэффициент Пуассона, v xy - максимальный коэффициент
Пуассона, Gxy - модуль сдвига в плоскости х-у. Матрица [D]"1 должна быть положительно определенной. Кроме того, эта матрица должна быть симметричной, поэтому: Для изотропных материалов выполняются условия Ех = Еу = Ez и Vxy = Vzy = V; zx Если переписать равенство (3.8) в развернутом виде, используя выражения (3.9), (3.11)-(3.13), то получим шесть уравнений [157]: где sx - деформация в направлении оси х, єху - деформация сдвига в плоскости х - у, ах - напряжения в направлении оси х, Gxv - напряжения сдвига в плоскости х - у; Компоненты с другими индексами получаются циклическим сдвигом (x-y-z). С другой стороны, уравнение (3.7) можно переписать в развернутом виде, используя обратную матрицу (3.9), что вместе с уравнениями (3.11)-(3.13) дает шесть соотношений для напряжений [153]: Матрица [D] должна быть положительно определенной. Если материал изотропный или vxy, Vyz и Vxz равны нулю, то матрица [D] будет всегда положительно определенной. Примером материала, нарушающим положительную определенность матрицы [D], служит материал, для которого выполняется условие Еу Ex(vXT)2. Согласно принципу виртуальной работы, очень малое (виртуальное) изменение внутренней энергии деформаций должно компенсироваться таким же изменением внешней работы приложенных к телу нагрузок, т.е. [153]: где U = Ui + U2 - энергия деформации (внутренняя работа), V = Vi + V2 + V3 - внешняя работа. Виртуальная энергия деформаций определяется выражением где {є} - вектор деформаций, {с} - вектор напряжений, v - объем элемента. В предположении линейности поведения материала и малых (линейных) изменений геометрии уравнение (3.31) с помощью выражения (3.30) приводится к виду: Деформации связаны с перемещениями узлов соотношением: где [В] - матрица деформаций-перемещений, обусловленная функциями формы элемента, {и} - вектор узловых перемещений.
Используется глобальная декартова система координат. Из уравнения (3.32) с учетом соотношения (3.33) и при условии, что вектор {и} не меняется по объему элемента, следует: Еще одна форма виртуальной энергии деформаций имеет место в том случае, когда поверхность тела перемещается относительно приложенной к ней нагрузки, например, в виде реакции упругого основания. Это может быть записано таким образом [153]: где {wn} - вектор перемещения по нормали к поверхности, {а} - напряжение на поверхности, f - площадь, по которой распределена реакция основания. Как правило, векторы {wn} и {о} имеют только один отличный от нуля компонент. Нормальное перемещение точки связано с узловыми перемещениями выражением: где [Nn] - матрица функций формы для перемещения элемента по нормали к поверхности. Вектор напряжения {а} записывается следующим образом: где к - жесткость основания в единицах (сила)/(длина) на единицу площади. Из уравнений (3.35)-(3.37) при условии, что величина к - постоянна в пределах площади, получим соотношение:
Исследование влияния технических характеристик на эксплуатационные параметры причального сооружения
Заглубление шпунта в грунт назначается в зависимости от гидрогеологических условий, климатических особенностей, величины передаваемых на грунт нагрузок. Заглубление сказывается на устойчивости и опрокидывании конструкции, так как при недостаточном заглублении может быть потеря устойчивости. Слишком же большое заглубление увеличивает общую стоимость сооружения и делает конструкцию более тяжелой. Нами проведены исследования влияния глубины погружения шпунта с использованием описанной в разделе 3 методики по расчетной схеме, представленной на рис. 4.4. В результате исследований влияния глубины погружения шпунта на его деформационное состояние получены значения смещений и напряжений во всех узлах конструкции, но для оценки работы шпунта достаточно рассмотреть деформации верха и пролетной части шпунта, а также в точке крепления анкерной тяги к шпунту, которые представлены в виде графических зависимостей на рис. 4.5 и 4.6. Уровень горизонтальных смещений шпунта при описании грунта пластической моделью Друкера-Прагера значительно возрастает, что можно проследить по значениям смещений, изображенным на рис. 4.5. Величина среднего горизонтального смещения на уровне верха шпунта при нагрузке 40 кН/м рав на 64.5мм.
По мере заглубления шпунта в грунт смещения верха значительно уменьшаются. 4.5) и изменения смещений стенки от нагрузки на поверхности засыпки (см. рис. 4.2), то можно определить значение глубины погружения шпунта для принятой характеристики шпунтовой стенки и заданной нагрузке (рис.4.7). В нашем случае при нагрузке 40 кН/м для шпунта Ларсен 5 глубина погружения шпунта равна 2.55м при описании грунта пластической моделью Друкера-Прагера. Величина погружения шпунта, определенная по существующей методике, составляет 3,15м (прил. 2). То есть при заданной нагрузке в 40кН/м2 глубину погружения шпунта можно уменьшить на 0,6м сохранив при этом заданную устойчивость сооружения. Тем самым можно уменьшить общую длину шпунта на 0,6м, то есть при сохранении заданной устойчивости снизить металлоемкость конструкции. Таким образом, выполненное исследование влияния глубины погружения шпунта на предельно-допустимую нагрузку показали, что нагрузка на прикор 92 донную зону эксплуатируемого причального сооружения может быть увеличена примерно в тех же пропорциях. Предлагаемый метод позволяет также определить оптимальную глубину погружения шпунта для реконструируемых и вновь строящихся причальных сооружений. Металл стальных конструкций шпунтовой набережной при определенного рода неблагоприятных воздействиях окружающей среды и режима эксплуатации подвергается коррозии. Коррозия может служить причиной аварии портовых сооружений. Большинство причальных сооружений в портах наиболее крупного Волжского бассейна построено из стали.
Такие речные порты, как Казанский, Ярославский, Ульяновский, Рыбинский, Саратовский и ряд других, имеют причальный фронт, на всем протяжении застроенный стальными набережными больверкового типа. К факторам, вызывающим коррозию, относят агрессивные воздействия грунтовых вод и воды на акваториях, особенно в зонах переменного уровня и заплеска воды, воздействие перерабатываемых на причалах химических грузов, влияние блуждающих токов и токов утечки. По механизму протекания коррозионного процесса различают химическую и электрохимическую коррозии металла. Второй вид коррозии часто наблюдается у конструкций, погруженных в морскую и пресную воду или во влажный грунт. В условиях жаркого климата наблюдается биокоррозия стали -электрохимическое разрушение, протекающее при участии микроорганизмов. В зависимости от влажности атмосферы, где находится металл, различают коррозию: сухую; влажную; мокрую. Для транспортных гидротехнических сооружений важное значение имеет то обстоятельство, что скорость мокрой коррозии понижается с увеличением толщины слоя влаги вследствие затруднения диффузии кислорода к металлу. При значительной утолщении слоя влаги скорость коррозии практически не изменяется, так как толщина эффективного диффузионного слоя остается постоянной. В этом случае мокрая коррозия соответствует коррозии стали при ее полном погружении. Металлоконструкции портовых гидротехнических сооружений в нормальных условиях при отсутствии специальных требований должны обладать коррозионной стойкостью в 3 балла, что соответствует интенсивности коррозии, равной 0,01- 0,05мм/год. Исследования влияния толщины шпунта на его прочностные характеристики проводилось по описанной в разделе 3 методике для шпунта Ларсен 5 по расчетной схеме, приведенной на рис. 4.8. Нагрузка на поверхности засыпки принята равной 40 кН/м . Уменьшение толщины шпунта варьировалось в пределах от 8 до 24 мм.
