CC BY
20
ное расстояние между армирующими каркасами - 2,5 м; длина заделки стержней арматуры в прочный массив - 2,4 м. Параметры напорного инъектирования раствора определялись исходя из необходимости уменьшения порового пространства грунта вплоть до достижения им требуемых характеристик прочности и сжимаемости.
Выполнение расчетов армированной насыпи проводилось с использованием моделей материалов, примененных в первом блоке расчетов. На основании данных расчета определено, что данный способ закрепления позволил повысить значение коэффициента устойчивости K до значения 1,8.
Таким образом, в ходе выполнения работ по исследованию способа упрочнения земляного полотна объемными армирующими конструкциями получены следующие результаты.
1. Выполнен комплекс экспериментальных исследований, позволивший определить, что использование метода армирования земляного полотна геокомпозитной структурой позволяет сократить деформации насыпи в 3,7 раза в сравнении с классическим стержневым креплением.
2. Разработана цифровая модель насыпи в программном комплексе Midas GTS, позволяющая проводить расчеты предложенной геокомпозитной структуры, при этом среднее значение превышений расчетных деформаций над фактическими составляет не более 6 мм на 1 м насыпи.
3. Выполнен проект усиления эксплуатируемого участка железнодорожной насыпи, позволивший повысить коэффициент устойчивости деформирующегося откоса в 1,78 раза.
Список литературы
1. Ланис, А. Л. Применение метода напорной инъекции для усиления насыпей [Текст] / А. Л. Ланис // Путь и путевое хозяйство. - 2009. - № 6. - С. 33 - 35.
2. Huang, J. 3D coupled mechanical and hydraulic modeling of a geosynthetic-reinforced deep mixed column-supported embankment / J. Huang, J. Han // Geotextiles and Geomembranes. -2009. - № 27. - С. 272 - 280.
3. Ланис, А. Л. Усиление грунтов земляного полотна армирующими конструкциями [Текст] / А. Л. Ланис, С. А. Овчинников // Труды IX междунар. конф. «Современные проблемы проектирования, строительства и эксплуатации железнодорожного пути» / МИИТ. - М., 2012. - С. 111 - 113.
4. Ланис, А. Л. Модификация модели геосреды для решения задач механики грунтов методом дискретных элементов [Текст1 / А. Л. Ланис, Г. Н. Хан // Вестник ТГАСУ / Томский гос. архитектурно-строительный ун-т. - Томск, 2013. - № 1. - С. 273 - 281.
УДК 624.19.035.2
Ю. А. Цибариус
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ПОДАТЛИВОЙ ВРЕМЕННОЙ НАБРЫЗГБЕТОННОЙ КРЕПИ НА НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПОСТОЯННОЙ ОБДЕЛКИ ТОННЕЛЯ
Одним из наиболее распространенных видов временной крепи при строительстве тоннелей является податливая набрызгбетонная крепь. В настоящее время учет набрызгбетонной крепи в расчете конструкции постоянной обделки затруднителен в связи с отсутствием универсальной методики проектирования, что влечет за собой увеличение материалоемкости конструкций и трудоемкости производимых работ. Данные о степени и характере влияния основных механических характеристик скальных грунтов и геометрических размеров сооружения на значение коэффициента учета податливой временной набрызгбетонной крепи, полученные в результате проведенных исследований, послужили основой для дальнейшей разработки универсальной методики проектирования.
Технология набрызгбетонирования при строительстве транспортных тоннелей в скальных грунтах позволяет обеспечить крепление подземной выработки после каждого этапа разработки с практически полной механизацией работ, в том числе для возведения податливой временной набрызгбетонной крепи (далее - временная крепь) [1, 2].
В результате анализа исследований, выполненных отечественными и зарубежными учеными, были выявлены следующие недостатки существующей методики проектирования постоянных обделок тоннеля с применением временной крепи данного вида:
учет влияния временной крепи при помощи аналитических методов затруднителен вследствие громоздкости расчетного аппарата и значительной трудоемкости вычислений;
учет влияния временной крепи при помощи численных методов в настоящее время носит частный характер (отдельные объекты);
отсутствует универсальная методика проектирования постоянной обделки тоннеля с учетом временной крепи.
Все перечисленные недостатки ведут к увеличению материалоемкости конструкций и трудоемкости производимых строительно-монтажных работ при строительстве тоннелей.
Целью исследования явилось определение степени и характера влияния основных механических характеристик грунта, геометрических параметров временной крепи и величины тоннельной выработки на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля с учетом временной крепи.
Для исследования напряженного состояния постоянной обделки тоннеля с учетом и без учета временной крепи в программном геотехническом комплексе «PLAXIS 3D Tunnel» (Нидерланды) была создана расчетная пространственная конечно-элементная модель, представляющая однородный грунтовый массив размером 100*50*30 м, пересекаемый тоннельной выработкой. В силу симметрии поперечного сечения тоннеля относительно вертикальной оси расчетная модель была построена только для одной половины (рисунок 1, а). Модель закреплена от горизонтальных смещений вдоль вертикальных боковых границ и вертикальных смещений вдоль нижней границы и позволяет моделировать раскрытие сечения тоннельной выработки на полный профиль и устройство незамкнутой набрызгбетонной крепи с последующим возведением постоянной монолитной железобетонной обделки [4].
Рисунок 1 - Пространственная конечно-элементная модель (а) и поперечное сечение тоннеля (б) Для моделирования принято поперечное сечение автодорожного тоннеля № 1 трассы
126 ИЗВЕСТИЯ Транссиба № 3(15)
: = _
Совмещенная (автомобильная и железная) дорога Адлер - горноклиматический курорт «Альпика-Сервис» (рисунок 1, б).
Для моделирования грунтового массива использовали упругопластическую модель Мора - Кулона, характеризующуюся следующими расчетными параметрами: удельный вес у, угол внутреннего трения ф, удельное сцепление с, модуль деформации Е0 и коэффициент Пуассона v [5].
Тоннельная обделка была смоделирована при помощи программного инструмента Tunneldesigner, позволяющего создавать конструкции типа «сэндвич», состоящие из нескольких слоев.
Временная крепь (первый слой) моделировалась плитными элементами с заданными жесткостями. Постоянную обделку тоннеля (второй слой) задавали при помощи кластеров -областей, полностью замкнутых линиями, в пределах которых свойства материала однородны. Толщина временной крепи принята равной 0,3 м, класс бетона - В25. Толщина постоянной обделки - 0,5 м в сводовой и стеновой части, 0,6 м - обратный свод, класс бетона - В25.
Расчет пространственной модели включал в себя определение напряженного состояния системы «крепь - массив» на основных этапах проходки тоннельной выработки. Каждый этап расчета включал в себя удаление кластера грунта на длине очередной заходки и устройство незамкнутой набрызгбетонной крепи. С некоторым отставанием от забоя выработки моделировалась постоянная железобетонная обделка.
Результаты расчетов оценивали в одном контрольном поперечном сечении тоннеля, расположенном на расстоянии 15 м от лицевой плоскости пространственной модели, с которой начинается моделирование проходки тоннельной выработки (см. рисунок 1,а), что позволяло исключить влияние граничных условий на распределение напряжений в грунтовом массиве.
В процессе проведения теоретических исследований основное внимание было уделено оценке напряженного состояния конструкции постоянной обделки в трех характерных точках - свод, полусвод, стена.
Для установления степени и характера влияния основных механических характеристик грунта на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля с учетом и без учета влияния временной крепи были проведены несколько этапов расчетов:
1) в первой серии расчетов определяли напряженное состояние постоянной обделки тоннеля для различных видов скальных грунтов, соответствующих области применения временной крепи f = 3,2 - 10,3);
2) второй этап состоял из двух серий, в каждой из которых при трех различных значениях принятого к рассмотрению параметра (угол внутреннего трения, удельное сцепление) выполняли расчет на пространственной конечно-элементной модели, при этом прочие физико-механические характеристики грунтов оставались неизменными;
3) на третьем этапе расчета была установлена зависимость коэффициентов учета временной крепи от модуля деформации грунтового массива в характерных точках постоянной обделки, для чего были выполнены дополнительные расчеты, в которых при усредненных значениях основных физико-механических характеристик (р, ф, с) варьировались значения модуля деформации.
Результаты расчетов представлены в виде графиков развития нормальных тангенциальных напряжений в характерных точках постоянной обделки в ходе сооружения тоннеля с момента включения в работу конструкции до момента стабилизации напряжений в грунтовом массиве.
На основании графиков были вычислены значения коэффициентов учета временной крепи унб:
Гиб , (1)
где осу и Обу - нормальные тангенциальные напряжения с учетом и без учета временной крепи, кПа.
Для выявления взаимосвязи между исследуемыми параметрами использовали корреляционный анализ.
Для проведения первой серии расчетов выбраны скальные грунты средней прочности и прочные (гранит, порфирит, песчаник кремнистый, мрамор, известняк, гнейс), основные физико-механические характеристики которых находятся в следующем диапазоне:
- удельный вес у = 26,5 кН/м3;
- модуль деформации Ео = (3^34)-103 МПа;
- угол внутреннего трения ф = 63 ^ 82 ;
- удельное сцепление с = 2,4 ^ 4,4 МПа;
- коэффициент Пуассона V = 0,25 ^ 0,33.
Анализ графиков развития нормальных тангенциальных напряжений постоянной обделки, полученных в первой серии расчетов, определил значения коэффициентов учета временной крепи (таблица 1). Пример графика представлен на рисунке 2 (песчаник кремнистый).
а б
Рисунок 2 - Нормальные тангенциальные напряжения в постоянной обделке, кПа (песчаник кремнистый): а - без учета временной крепи; б - с учетом временной крепи
Таблица 1 - Значения коэффициентов учета временной крепи для различных грунтовых условий
Грунт Значения унб
свод полусвод стена
Гнейс 0,62 0,81 0,75
Известняк крепкий 0,68 0,82 0,79
Гранит 0,70 0,85 0,85
Мрамор 0,73 0,87 0,88
Песчаник 0,76 0,87 0,89
кремнистый
Порфирит 0,80 0,91 0,95
Показано, что изменение механических характеристик грунтового массива влечет за собой изменение значения коэффициента учета временной крепи: для сечения в сводовой части на 18 %, в полусводовой части - 10, в стеновой части - 20 %.
Для выявления зависимости изменения коэффициента учета временной крепи от угла внутреннего трения были приняты следующие физико-механические характеристики:
- удельный вес у = 26,5 кН/м3;
- модуль деформации Е0 = 15 • 103 МПа;
- угол внутреннего трения ф = 63 ^ 82 ;
- удельное сцепление с = 3,5 МПа;
- коэффициент Пуассона V = 0,25.
Значения коэффициентов учета временной крепи, полученные по результатам второй серии расчетов, приведены в таблице 2. Анализ полученных данных показал, что изменение угла внутреннего трения оказывает незначительное влияние (менее 3 %) на изменение значения коэффициента учета временной крепи.
128 ИЗВЕСТИЯ Транссиба № 3(15)
= _
Таблица 2 - Значения коэффициентов учета временной крепи при различных значениях угла внутреннего трения ф
Значение угла внутреннего трения ф, град. Значения унб
свод полусвод стена
63 0,75 0,88 0,90
67 0,76 0,88 0,90
70 0,76 0,87 0,90
74 0,76 0,87 0,89
78 0,77 0,87 0,89
82 0,77 0,87 0,89
Для выявления зависимости изменения коэффициента учета временной крепи от удельного сцепления были приняты следующие физико-механические характеристики:
- удельный вес у = 26,5 кН/м3;
о
- модуль деформации Ео = 15 10 МПа;
о
- угол внутреннего трения ф = 76 ;
- удельное сцепление с = 2,4 ^ 4,4 МПа;
- коэффициент Пуассона V = 0,25.
Значения коэффициентов учета временной крепи, полученные по результатам третьей серии расчетов, приведены в таблице 3. Анализ полученных данных показал, что изменение удельного сцепления оказывает незначительное влияние (менее 3 %) на изменение значения коэффициента учета временной крепи.
Таблица 3 - Значения коэффициентов учета временной крепи при различных значениях удельного сцепления с
Значение удельного сцепления с, МПа Значения унб
свод полусвод стена
2,4 0,67 0,82 0,79
2,8 0,68 0,82 0,79
3,2 0,68 0,82 0,79
3,7 0,68 0,82 0,79
4,0 0,69 0,82 0,79
4,4 0,69 0,82 0,79
Для установления зависимости коэффициента учета временной крепи от модуля деформации грунтового массива были выполнены дополнительные расчеты, в которых при усредненных значениях основных физико-механических характеристик (р, ф, с) варьировались значения модуля деформации. Результаты четвертой серии расчетов представлены на рисунке 3. На оси абсцисс показаны значения модуля деформации грунтового массива в гигапаскалях, на оси ординат - соответствующие им значения коэффициентов учета временной крепи.
При проведении корреляционного анализа результатов расчетов были выявлены следующие зависимости изменения коэффициентов учета податливой временной набрызгбетон-ной крепи от значений модулей деформации грунтового массива E0:
- для сечения в сводовой части - сильная прямая (R = 0,93);
- для сечения в полусводовой части - сильная прямая (R = 0,95);
- для сечения в стеновой части - сильная прямая (R = 0,94).
По результатам третьей серии расчетов с использованием методов математической статистики были установлены следующие соотношений между значениями коэффициента унб и модулем деформации грунтового массива E0:
7нб = 0,07881п£0 +0, 5 3 3 7; (2)
унб = 0,04761п £0 + 0, 7 39 7; (3)
унб = 0,08541п £"0 + 0,65 38. (4)
Рисунок 3 - Зависимость коэффициента учета податливой временной набрызгбетонной крепи от модуля деформации грунтового массива: а - для сечения в сводовой части; б - полусводовой; в - стеновой
в
130 ИЗВЕСТИЯ Транссиба № 3(15)
= = _
Формула (2) применима для сечения в сводовой части постоянной обделки (достоверность аппроксимации - 0,97), формула (3) - для сечения в полусводой части постоянной обделки (достоверность аппроксимации - 0,95), формула (4) - для сечения в стеновой части постоянной обделки (достоверность аппроксимации - 0,99).
Для установления степени и характера влияния размеров поперечного сечения выработки на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля была проведена серия расчетов, в которой при определенных значениях физико-механических характеристик скальных грунтов (гранит, порфирит, песчаник кремнистый, мрамор, известняк, гнейс) изменяли величину пролета тоннельной выработки В.
Влияние поперечного сечения выработки на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля оценивалось по изменению значений коэффициента унб. Для проведения исследований были взяты следующие значения пролетов тоннельной выработки: 10,05 м (0,8 В), 12,56 м (1 В) и 15,07 м (1,2 В).
Значения коэффициентов учета временной крепи, полученные по результатам данной серии расчетов, приведены в таблице 4. Анализ полученных данных показал, что изменение размеров поперечного сечения тоннельной выработки оказывает незначительное влияние (менее 3 %) на изменение значения коэффициента учета временной крепи.
Таблица 4 - Значения коэффициента унб для сечения в сводовой, полусводовой, стеновой частях тоннельной обделки при различных значениях пролета тоннельной выработки В
Грунт Значения коэффициента унб при пролете выработки В
0,8 В 1 В 1,2 В
Гнейс Известняк крепкий Гранит Мрамор Песчаник кремнистый Порфирит 0,61/0,80/0,75 0,68/0,82/0,78 0,70/0,85/0,84 0,73/0,87/0,87 0,75/0,87/0,89 0,80/0,91/0,95 0,62/0,81/0,75 0,68/0,82/0,79 0,70/0,85/0,85 0,73/0,87/0,88 0,76/0,87/0,89 0,80/0,91/0,95 0,62/0,81/0,77 0,69/0,83/0,80 0,72/0,86/0,86 0,75/0,87/0,88 0,76/0,88/0,90 0,80/0,91/0,95
Для установления степени и характера влияния жесткости временной крепи на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля были проведены три серии расчетов, в каждой из которых при определенной толщине временной крепи выполнялось моделирование этапов проходки тоннельной выработки в скальных грунтах с различными значениями модулей деформации.
Влияние жесткости временной крепи на напряженное состояние постоянной обделки тоннеля оценивалось по изменению значений коэффициента унб. Для проведения исследований были взяты следующие толщины временной крепи, м: 0,1; 0,2 и 0,3. Значения модуля деформации скального массива в каждой серии расчетов изменяли в диапазоне, указанном на рисунке 3. Результаты данной серии расчетов представлены на рисунке 4. На оси абсцисс показаны значения модуля деформации грунтового массива в гигапаскалях, на оси ординат -соответствующие им значения коэффициентов учета временной крепи.
По результатам серии расчетов с использованием методов математической статистики были установлены следующие соотношения:
7нб (свод) = 0,2 544/09064 X 1п£0 + 0, 3695Л "0 3 0 (5)
7нб (полусвод) = 0,099Л0 5 5 88 XI п^0 + 0, 6 1 8 3 Л"0 1 4 8; (6)
7нб (стена) = 0,2 229Л 0 7 82 7 XI п^0 + 0,4988Л "0 2 3 . (7)
Формулы (5) - (7) могут применяться для определения коэффициента унб с целью учета влияния временной крепи на напряжения, возникающие в постоянной обделке тоннеля, вызванные объемными силами тяжести, действующими в окружающем грунтовом массиве.
№ 3(15) ЛЛИ О ИЗВЕСТИЯ Транссиба 131
=2013 ■
Рисунок 4 - Зависимость коэффициента учета податливой временной набрызгбетонной крепи от толщины временной крепи и модуля деформации грунтового массива: а - для сечения в сводовой части; б - в полусводовой; в - в стеновой
а
б
в
№ 3(15) 2013
Управление перевозочными процессами и безопасность движения поездов
Таким образом, в результате проведения численного эксперимента было выявлено следующее.
1) Варьирование механических характеристик грунтового массива влечет за собой изменение значения коэффициента учета временной крепи унб: для сечения в сводовой части на 18 %, в полусводовой - 10, в стеновой части - 20 %.
2) Изменение угла внутреннего трения ф, удельного сцепления с в рассмотренном диапазоне скальных грунтов оказывает незначительное влияние (менее 3 %) на значения коэффициента учета временной крепи унб.
3) С использованием методов математической статистики установлены соотношения между значениями коэффициента учета временной крепи унб и модулем деформации грунтового массива Е0.
4) Изменение размеров поперечного сечения тоннельной выработки оказывает незначительное влияние (менее 3 %) на изменение значения коэффициента учета временной крепи унб.
5) С использованием методов математической статистики установлены соотношения между значениями коэффициента учета временной крепи унб, толщиной временной крепи И и модулем деформации грунтового массива Е0, которые могут применяться с целью учета влияния временной крепи на напряжения, возникающие в постоянной обделке тоннеля, вызванные объемными силами тяжести, действующими в окружающем грунтовом массиве.
Список литературы
1. Набрызгбетон для тоннелей [Текст] / В. С. Арутюнов, И. В. Гиренко и др.// Транспортное строительство / Всероссийский науч.-исследоват. ин-т. - М., 1986. - № 4. - С. 24 - 26.
2. Жуков, В. Н. Современные технологии набрызгбетонных работ в подземном строительстве [Текст] / В. Н. Жуков, Ш. Р. Магдиев // Метро и тоннели. - М., 2003. - № 4. - С. 20 - 23.
3. Зерцалов, Г. М. Научное обоснование проектов подземных сооружений методами численного моделирования [Текст] / Г. М. Зерцалов, Д. В. Устинов, С. А. Юфин // Тоннельное строительство России и стран СНГ в начале века: опыт и перспективы. - М., 2002. - С. 414 - 417.
4. Оптимизация конструкции обделки большепролетных подземных выработок, сооружаемых по технологии НАТМ [Текст] / В. Е. Меркин, В. В. Чеботаев и др. // Транспортное тоннелестроение. Современный опыт и перспективные разработки / Науч.-исследоват. ин-т транспортного строительства. - М., 2008. - № 248. - С. 7 - 11.
5. Смолин, Ю. П. Исследование динамических воздействий автотранспортом на дорожную одежду, закрепленную синтетическим полимером [Текст] / Ю. П. Смолин, А. Л. Ланис, Д. А. Разуваев // Вестник ТГАСУ / Томский гос. архитектурно-строительный ун-т. - Томск, 2012. - № 2. - С. 230 - 234.
УДК 629.4.027
И. И. Галиев, В. А. Николаев, Б. Б. Сергеев, Е. А. Самохвалов, Д. Ю. Лукс
ПРИЧИНЫ НАРУШЕНИЯ БЕЗОПАСНОСТИ ДВИЖЕНИЯ ГРУЗОВЫХ ВАГОНОВ В ЭКСПЛУАТАЦИИ
Выполнен анализ отказов боковых рам тележек грузовых вагонов на сети ОАО «Российские железные дороги» за период с 2006 по 2013 г. Выявлены недостатки известной конструкции тележки грузового вагона модели 18-100. Выполнено математическое моделирование движения колесной пары тележки 18-100, установлено негативное влияние разброса значений конструктивных параметров ходовой части вагона на показатели его динамических качеств и на безопасность движения.
Основными направлениями деятельности современного вагонного комплекса являются подготовка состава на пунктах технического обслуживания (ПТО) станций; проведение ре-
