Общие теоретические положения по определению нагрузки на обделку тоннелей от воздействия горного давления в технологии микротоннелирования

Тип работы:
Реферат
Предмет:
Строительство. Архитектура


Узнать стоимость новой

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

© И. В. Баклашов, А. В. Корчак, В.В. Ковнат-Лернер, 2011
УДК 69. 035
И. В. Баклашов, А. В. Корчак, В.В. Ковнат-Лернер
ОБЩИЕ ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ НАГРУЗКИ НА ОБДЕЛКУ ТОННЕЛЕЙ ОТ ВОЗДЕЙСТВИЯ ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ В ТЕХНОЛОГИИ МИКРОТОННЕЛИРОВАНИЯ
Рассмотрены общие теоретические положения по определению нагрузки на обделку трубопровода в технологии микротоннелирования.
Ключевые слова: микротоннелирование, нагрузка на обделку, горное давление, грунтовый массив.
Яагрузка от горного давления на обделку тоннелей является основной и определяющей конструктивные решения обделки. В отечественной и зарубежной научно-тех-нической и нормативной литературе существует большое количество предложений по определению нагрузки от горного давления. Как правило, рассматриваются две расчётные схемы: нагрузка от веса горных пород в пределах свода обрушения или от веса всего вышележащего грунтового массива. Первая расчётная схема не может быть использована в технологии микротоннелирования, где строительный зазор всегда заполняется бентонитовым раствором. Вторая расчётная схема применима только при малых глубинах заложения тоннелей, но еще предстоит выяснить, какие это глубины.
В технологии микротоннелирования следует рассматривать расчётную схему «свода давления» [1, 2], т. е. из условия недопустимости образования области предельного равновесия в перекрывающем грунтовом массиве. В ранее выполненной работе [3] отношение высоты «свода давления» h к глубине за-
ложения выработки до её шелыги определено в виде
(1)
h л. ч I, с
--= (1 — БШф)"! 1---------
H v '-[ уН (1 — 5Шф)
где у — удельный вес перекрывающих грунтов- ф — угол внутреннего трения грунтов- с — удельное сцепление грунтов.
В такой траектории высота «свода давления» не зависит от радиуса выработки R0 и от коэффициента бокового распора X в грунтовом массиве. Следует оценить эту зависимость, а также исследовать зависимость от величины удельного сцепления, поскольку в работе [3] было принято с=0.
В этой работе рассматривался частный случай осесимметричной задачи, когда Н& gt->- Ио, который может иметь место только при глубоком заложении выработки. Если рассматривать конечную глубину заложения Н и представить её в безразмерных координатах г относительно осевой линии выработки, получим соотношение
«1 = 1+Н, (2)
^0
откуда на контуре выработке г=1, на
земной поверхности Г= Г].
Распределение напряжений в перекрывающем грунтовом массиве будем искать из решения плоской осесимметричной задачи в снимаемых напряжениях, принимая функцию напряжений в виде
С
F (г) = - + с3г, (3)
г
где с1 и с3 — постоянные интегрирования, которые определяются из условия равенства радиальных нормальных напряжений аг = F на контуре выработки
г г
аг = у И — р при г=1 и на земной поверхности аг = 0 при г= г1, где р — нагрузка на обделку от «свода давления» или вертикальный вектор нагрузки на обделку от воздействия горного давления.
В итоге находим
г2 1
С1 = (УИ-Р)-г-: '-- С3 = -(УИ -р)-^- (4) г2 -1 г2 -1
Соответственно окружные нормаль-
dF
ные напряжения ад = - на контуре

выработки будут равны
г2 +1
= -(у И — р) г!-.
г1 -1
Принимая условие предельного равновесия в виде условия Кулона-Мора в снимаемых напряжениях
аг — ив = 2 (с • соэ® + у И • эт®)-(стг + ив) эт®
(6)
и добиваясь его выполнения на контуре выработки, после ряда преобра-зований находим
(5)
p.
уИ'-
r — 1

(і- sin®) 1 -i ri2−11 1 1 r2 1 i r 1
1 1 j 2УИ У-г)

1 —
sin®
(7)
где относительная характеристика глубины заложения выработки rj определя-
2с • cos®
ется выражением (2) — асж =------------ -
сж 1 — sin®
прочность образца грунта на одноосное сжатие, выраженная через коэффициент сцепления с и угол внутреннего трения ф образца грунта, определяемых из условия Кулона-Мора в виде прямолинейной огибающей предельных кругов.
В частном случае, в грунтовом массиве, где сцепление близко к нулю, например, в песчаном грунтовом массиве
Р
уИ
r -1
(і - sin®)
1-
sin®
(8)
Используя последнее выражение, исследуем зависимость относительной вы-
Р
соты «свода давления» -- от величи-
уН
ны относительной глубины заложения Г1 и угла внутреннего трения ф. На рис. 1 представлены такие зависимости для грунтов с углом внутреннего трения ф=15°- 20°- 25°- 30°- 35° в виде графиков
функции от -. По результатам
УН Ко
анализа этих графиков можно сделать следующие выводы.
1) Относительная высота «свода давления» быстро возрастает при уменьшении глубины, начиная с глубины Н равной двум диаметрам выработки.
r
r.
2
— - 3,00- 2,15- 1,67- 1,33-
Рис. 1
р/ун
Рис. 2
2) При достижении предельной
И
глубины заложения — *0
выполняется
условие
уИ
и высота «свода давления»
становится равной глубине заложения выработки, т. е. возможна
3) реализация указанной выше расчётной схемы определения горного давления от веса всего вышележащего грунтового массива.
4) Предельная глубина заложения в свою очередь зависит от угла внутреннего трения грунтов: с уменьшением угла внутреннего трения предельная глубина увеличивается, что может быть
представлено в виде табулированной зависимости: ф — 15°- 20°- 25°- 30°- 35°
-*
*0 1,00.
5) С уменьшением угла внутреннего трения относительная высота «свода давления» увеличивается: в песчаных грунтах (ф& gt-25°) она меньше, чем в глинистых (ф& lt-25°) — граничный график показан пунктиром.
Чтобы проанализировать зависимость относительной высоты «свода давления» Р
У-
грунта с, необходимо рассмотреть грунт с заданным углом внутреннего трения ф, например твёрдую глину с ф = 25°, изменяя её сцепление в виде изменения относи-
от удельного сцепления
тельной прочности
в
2у-
интервале от 0 до 0,6, что представлено на рис. 2.
Из анализа рис. 2 следует:
1) С увеличением сцепления грунтов уменьшается предельная относи-*
тельная глубина -, начиная с которой *0
реализуется давление всего вышележащего грунта.
2) С уменьшением сцепления грунтов высота «свода давления» увеличивает-
Р
ся: с уменьшением
2уИ
от 0,6 до 0,3
увеличивается в 1,5 раза.
у-
3) Из последнего вывода следует, что расчёт высоты «свода давления» в
(10)
= (1 — sin®)
yH v '-
— (32−1)-2V ' 2yH
2 + (1 — 2) sin®
(11)
где Н — глубина заложения выработки до её продольной оси.
Для исследования влияния коэффициента бокового распора X рассмотрим грунтовый массив, где сцепление равно нулю, что приводит выражение (11) к виду, определяющему зависимость только от величины X и угла внутреннего трения ф,
Рис. 3
предположении отсутствия сцепления грунтов даёт завышение результатов, т. е. обеспечивает расчёт нагрузки в «запас прочности» конструкции обделки.
Рассмотрим влияние коэффициента бокового распора X в грунтовом массиве на величину высоты «свода давления». Для оценки такого влияния достаточно рассмотреть вариант заложения тоннеля при Н& gt-4 R0 и условие предельного развития в своде на контуре выработки, где напряжения ог и & lt-гв являются главными и определяются выражением [4]:
°г = (ун — p) = -2 (2−0(ун — р) • (9)
После подстановки (9) в условие предельного равновесия Кулона-Мора, которое при X ф 1 в снимаемых напряжениях записывается следующим образом
аг — ав = 2с• cos® + yH (1 -2) +
+yH (1 + 2) sin®-(ar + ае) sin®
и последующих преобразований находим
= (1 — sin®)
yH V
1
(32 -1)
2 + (1 — 2) sin®
(12)
На рис. 3 предоставлены графики зависимости -- от ф для коэффициентов боУ-
кового распора X в интервале от 1 до 0,5. Анализ этих графиков приводит к выводам.
1) С уменьшением коэффициента бокового распора X высота «свода давления» уменьшается: с уменьшением X от 1 до 0,5 при фиксированном ф высота «свода давления» уменьшается в 2,5 раза.
2) Максимальная высота «свода давления» будет при X=1 независимо от величины угла внутреннего трения грунтов, откуда следует, что расчёт высоты «свода давления» при X=1 даёт завышенные результаты, т. е. обеспечивает расчёт нагрузки в «запас прочности» конструкции обделки.
По результатам выполненного анализа для определения высоты «свода давления» следует рассматривать расчётное выражение
№ п/п Типы грунтов ф, град с, МПа, осж, МПа
1 Глина твёрдая 25 0,030 0,094
2 Суглинок полутвёрдый 22 0,025 0,075
3 Суглинок тугопластичный 20 0,020 0,033
4 Суглинок мягкопластичный 17 0,017 0,031
5 Супесь пластичная 21 0,010 0,026
6 Глина пластичная 15 0,010 0,026
7 Песок средней крупности и мелкий 30 0,001 0,004
8 Песок пылеватый 25 0,001 0,003
9 Песок гравелистый и крупный 35 0,0 0,0
10 Супесь текучая 14 0,0 0,0
Таблица 2
№ п/п Тип грунтов ф, град 1 по ф-ле (17) Ц 1 по ф-ле (16)
1 Песок гравелистый 35 0,43 0,30 0,43
2 Песок крупный 35 0,43 0,33 0,50
3 Песок средней крупности 32 0,47 0,33 0,50
4 Песок мелкий 29 0,52 0,33 0,50
5 Песок пылеватый 25 0,58 0,33 0,50
6 Супесь пластичная 21 0,64 0,33 0,50
7 Супесь текучая 14 0,76 0,33 0,50
8 Суглинок полутвёрдый 22 0,62 0,35 0,54
9 Суглинок тугопластичный 20 0,66 0,35 0,54
10 Суглинок мягкопластичный 17 0,71 0,35 0,54
11 Глина твёрдая 25 0,58 0,40 0,67
12 Глина пластичная 15 0,74 0,40 0,67
к = И
г -1
(1 — этр)
г -1
2уИ
г -1
этр
(13)
, И 2соэр
где г1 =1 ± -°сж =-
я
1 — БШр
В грунтовых массивах, где сцепление грунтов мало, можно использовать расчётное выражение
к = И
г, -1
(1 — єтр)
1-
БШр
(14)
Для разграничения области применения расчётных выражений (13) и
1
г
2
(14) были выполнены расчёты осж для характерных грунтовых условий г. Москва. Исследованные типы грунтов были ранжированы в порядке убывания осж и приведены в табл. 1.
Высота «свода давления» была определена для упрощения анализа при условии Н& gt-^0, что приводит к расчётному выражению
h = H • (1 — sin^)
1 -. ®сж
2уН
(15)
откуда с учётом таблицы 1 следуют выводы.
1) Сцепление грунтов целесообразно учитывать при глубине заложения менее 15 м.
2) Сцепление следует учитывать только в грунтах типов 1−6 и расчёты производить по формуле (13).
3) В песках и текучей супеси сцепление можно не учитывать и расчёты производить по формуле (14).
Помимо величины вертикально вектора, нагрузка от воздействия гор-ного давления характеризуется коэффициен-
том бокового распора X, определяющим горизонтальную составляющую нагрузки. В таблице 2 приведены результаты вычисления коэффициента бокового распора по рекомендуемым формулам: для горных пород и грунтов
Х =
V
1 — V
(16)
где ц — коэффициент Пуассона грунтов
для грунтов X = 1 — sin^,
(17)
где ф — угол внутреннего трения грунтов.
Судя по табл. 2, наблюдается удовлетворительная сходимость результатов вычислений по формулам (16) и (17), особенно для песка и глины пластичной. Поскольку с уменьшением коэффициента бокового распора X увеличивается неравномерно распределенная составляющая нагрузки на обделку, определяющая величину изгибающего момента в конструкции, следует принимать для расчётов X=0,5.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. СНиП 2. 01. 07−85. Нагрузка и воздействия.
2. Ресслер У. Геомеханичекое обоснование нагрузок на обделку тоннелей в технологии микротоннелирования. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Фонда МГГУ, 2004.
3. Ковнат-Лернер В. В. Геомеханическое обоснование метода расчета стальных футляров для трубопроводов при технологии микротоннелирования. Фонд МГГУ, 2010.
4. Баклашов И. В., Картозия Б. А. Механика подземных сооружений и конструкций крепей. М., Недра, 1982. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ --------------------------------------------------------------------------
Баклашов Игорь Владимирович — доктор технических наук, профессор,
Корчак Андрей Владимирович — доктор технических наук, профессор, ректор,
Московский государственный горный университет,
Moscow State Mining University, Russia, ud@msmu. ru
Ковнат-Лернер Виктор Викторович — кандидат технических наук, «Институт «Каналстройпро-ект».

Показать Свернуть
Заполнить форму текущей работой