CC BY
29
цессе подвижек равнодействующая давления на плиту заметно увеличивается и приближается к указанной величине.
6. При подвижках стенки в зоне засыпки выше плиты образуется внутренняя поверхность скольжения, начинающаяся от конца плиты (рис. 8). Частицы грунта в зоне между внутренней поверхностью скольжения, стенкой и плитой при подвижках стенки не смещаются, составляя как бы одно целое со стенкой. Таким образом, в этой зоне засыпки состояния предельного равновесия не наступает. Положение внутренней и внешней поверхностей скольжения зависит от ширины и заглубления плиты. При одинаковом заглублении объем призмы обрушения увеличивается с увеличением ширины плиты. В области засыпки, расположенной между плитой и внешней поверхностью скольжения величины смещений частиц по вертикали принимают максимально значение, а горизонтальные смещения относительно невелики (примерно в два раза меньше, чем у частиц, расположенных ниже плиты).
7. Опыты с моделью стенки с двумя разгружающими плитами показали, что в этом случае при подвижках стенки на обеих плитах образуются области засыпки, в пределах которых частицы не переходят в состояние предельного равновесия. Хотя опытная величина равнодействующей давления на всю стенку и близка к расчетной, распределение давления по высоте стенки значительно сложнее, нежели это вытекает из существующей расчетной методики.
8. Опыты с многократными нагружениями и разгружениями стенки с плитой качественно подтвердили результаты исследований при отсутствии плиты. При наличии плиты после первого разгружения равнодействующая горизонтального давления на стенку в 1,6 раза превысила аналогичную величину перед загружением, а равнодействующая вертикального давления на плиту увеличилась почти вдвое (см. рис. 7). Последующие нагружения и разгружения сравнительно мало изменяют эпюры давлений, полученные после первого разгружения. Эти изменения особенно незначительны для части стенки, расположенной ниже плиты.
АНАЛИЗ МЕТОДОВ РАСЧЕТА ВОДНО-ТРАНСПОРТНЫХ СООРУЖЕНИЙ С ПОЛОГОЙ ЗАДНЕЙ ГРАНЬЮ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ИХ НАДЕЖНОСТИ
П. И. Яковлев, В. В. Супцарел, В. М. Карпюк, Н. В. Бовть
Одесская государственная академия строительства и архитектуры
Coulomb's classical method has set of lacks; however unfortunately, in normative documents Coulomb's method is still recommended as a seulement way for real designing. Coulomb's in many cases theory gives the errors considerably exceeding 100 %. Therefore for increase of reliability water-transport constructions in practical calculations it is expedient to use more strict technical theory of limiting intense condition [1-10].
Методы расчета, основанные на ТТПНС, являются наиболее общими, позволяющими решать задачи практически при любых граничных условиях, при минимальном количестве допущений. Решение основано на формулах, которые позволяют вычислить безразмерные коэффициенты активного и пассивного давления от грунта и от нагрузки на засыпке.
Алгоритм расчета для случая сейсмических воздействий разработан П.И. Яковлевым на основе ТТПНС. Отсутствие сейсмических воздействий рассматривается как частный случай полученного решения.
Ранее для пологих стенок были составлены таблицы [2] и графики [3] при отсутствии сейсмичности и при сейсмичности 7, 8 и 9 баллов. В настоящей статье предлагаются таблицы, в которых сейсмичность отсутствует, однако для этого случая объем их значительно расширен в сравнении с ранее опубликованными [2] и охватывает все встречающиеся в инженерной практике случаи расчета пологих стенок.
Недостаточно исследованным остается вопрос о критериях пологости стенок. Мнения исследователей в этом вопросе расходятся.
Согласно теории предельного напряженного состояния [11; 12], критерием служит значение угла 01: при угле наклона стенки к вертикали а > 61 стенка считается пологой:
01 =
8ш(<0 + В) агссов—--— -ф + р-а
81Пф
(1)
где Р - угол наклона поверхности засыпки к горизонтали.
Здесь критерий В.В. Соколовского - С.С. Голушкевича распространен П.И. Яковлевым на случай сейсмических воздействий. В частном случае при отсутствии сейсмичности в формулу подставляется (О = 0.
Однако надежные опытные данные по проверке приведенного теоретического критерия отсутствуют.
По Г.К. Клейну [13], в случае горизонтальной поверхности засыпки к пологим относятся подпорные стены, у которых задняя грань составляет с вертикалью угол
1 8ш5 8
а > — агс81И---, (2)
2 8шф 2
где 8 - угол трения засыпки по подпорной стене.
И.П. Прокофьевым [14] предложен критерий, по которому стенки считаются пологими при а > 01:
0 = агс^ соФ- 51п(Ф-р)_
61 = агс1£-1 „ -;--. (3)
со^з + д/Б1П2 ф - Б1П2 Р - соэф • со( - Р)
Такой критерий предлагался также Г.А. Дубровым и некоторыми другими исследователями. Так, П. Л. Иванов отмечал [15], что известная формула для определения бокового давления на стенку на основе теории о плоской поверхности скольжения [^ = f (ф ,а ,Р ,8) ] в общем случае неприменима «для стен с очень пологой
задней гранью (при а > 70 - 650). В стенках с очень пологой гранью смещение грунта происходит не по поверхности контакта стены с грунтом, а по поверхности скольжения, проходящей внутри массива грунта, а оставшаяся часть грунта перемещается вместе со стенкой». Теоретическое обоснование всех этих критериев отсутствует; недостаточно подтверждены они и опытами.
Используя полученный алгоритм [1 - 3], мы разработали новую программу вычисления и и составили предлагаемые таблицы этих углов и коэффициентов активного давления и пассивного сопротивления грунта. В таблицах ^ - угол отклонения направления полного давления на стенку от нормали к стенке (при положительном знаке этот угол откладывается против часовой стрелки от нормали, прове-
денной в сторону засыпки, при отрицательном - по часовой стрелке). Вычисленные значения коэффициентов и углов ^ помещены в табл. 1, 2. Все таблицы соответствуют случаю пологих стенок при ю=0.
По аналогии с ранее составленными таблицами для сейсмичности 7, 8 и 9 баллов [2], используя полученный алгоритм [1-3], без каких-либо затруднений можно составить подробные таблицы для пологих стенок и для сейсмичности 7, 8 и 9 баллов. Наличие таблиц позволяет сразу же, используя ранее полученные формулы [1-3], с достаточной точностью вычислить равнодействующие Еа , ЕР и Е и построить эпюры давления на стенку:
1 2 л
Е = Е0 + Ер =-уЬ2+ ч; а2 ч; 1
2 У , (4)
а2,гор со^а + л) + я^чсо<а + л), ]
где а2 - полное давление на глубине г от верха стенки, отнесенное к вертикальной проекции стенки к; аг гор - горизонтальная составляющая полного давления на глубине г от верха стенки, отнесенная к вертикальной проекции Ь.
Заметим, что ранее были выполнены обширные лабораторные исследования давления грунта на стенку, имеющую наклон 45о [10]. Опыты показали, что взаимодействие модели сооружения с засыпкой в рассмотренном случае (ранее были выполнены аналогичные опыты со стенкой, наклоненной под углом 11°10', 22°20', и 33°30') соответствует схеме, которую принято называть пологой стенкой.
Давление засыпки на стенки с наклонной задней гранью на основе теории Кулона определяется без каких либо ограничений. При этом для стенки любого наклона считается, что задняя грань ее является поверхностью скольжения. Теория предельного напряженного состояния указывает на то, что при некоторых условиях в засыпке возникает внутренняя поверхность скольжения и грунт, находящийся между стенкой и этой поверхностью, находится в допредельном состоянии. Игнорирование этого обстоятельства теорией Кулона приводит к тому, что при больших углах наклона можно получить абсурдные величины давлений грунта на стенки.
В последние годы начинают широко применять подпорные стенки и причальные сооружения уголковой конструкции. При расчете уголковые стенки приводят обычно к пологим.
Также в работе приведены составленные на основе классической теории Кулона таблицы значений коэффициентов активного и пассивного давления от грунта
(Ла и X п) для тех же граничных условий. Используя известные формулы, авторы разработали программу вычисления коэффициентов X а и X п. Вычисленные значения коэффициентов X а и X п помещены в табл. 3 и 4.
Мы считаем, что при наличии простых конечных формул и таблиц, основанных на теории предельного напряженного состояния, не следует использовать метод Кулона. В пологих стенках целесообразно вообще отказаться от его применения и воспользоваться более строгими методами как в обычных случаях, так и при наличии сейсмических воздействий, где погрешности, даваемые методом Кулона, могут возрасти.
Пример 1. Определить коэффициенты активного давления и пассивного сопротивления грунта по теории Кулона при следующих исходных данных: ф = 25°, а = 60°, р = -5°, 8 = 0°. Получаем: X = 1,55; X = 1,02.
Пример 2. При тех же условиях вычислить коэффициенты по технической теории предельного напряженного состояния. Для активного давления получаем:
0! = 35,95°; а = 60° >9Х = 35,95° ^стенка пологая; 02 = 29,05°; 9 = 24,05°; / = 11,56°; /0 = 11,56° ; ^у = 1,47. Для пассивного сопротивления получаем: 01 = 49,05° ; а = 60° > 01 = 49,05° ^ стенка пологая; 02 = 65,95° ; 0 = 10,95° ; / = 52,64° ; /0 = 52,64° ; ^ = 2Д7.
Таблица 1
Коэффициенты активного давления и значение угла л при отсутствии сейсмичности
для пологих стенок
ф а, град. Р
150 100 50
¡к л ¡к л ¡к л
150 60 2,69 2,06 5,6 2,21 1,92 8,9
50 1,87 1,55 9,3 1,56 1,42 12,0
40 1,41 1,23 12,3 1,19 1,10 14,2
30 1,11 1,01 14,4
250 60 2,96 2,02 10,8 2,49 1,91 13,2 2,11 1,83 15,1
50 1,95 1,48 16,1 1,67 1,38 18,2 1,45 1,31 19,8
40 1,39 1,13 20,7 1,20 1,05 22,2 1,05 0,98 23,4
30 1,03 0,89 23,9 0,89 0,81 24,7 0,79 0,75 25,0
350 60 2,77 1,89 17,2 2,39 1,83 18,6 2,06 1,79 19,9
50 1,78 1,35 23,7 1,57 1,29 25,0 1,39 1,25 26,1
40 1,22 1,00 29,4 1,09 0,95 30,4 0,98 0,91 31,3
30 0,86 0,74 33,6 0,77 0,70 34,2 0,70 0,67 34,6
450 60 2,66 1,82 21,8 2,33 1,79 22,7 2,03 1,76 23,5
50 1,68 1,28 29,5 1,51 1,25 30,3 1,35 1,22 31,1
40 1,13 0,92 36,4 1,03 0,90 37,1 0,94 0,88 37,8
30 0,77 0,66 42,1 0,71 0,64 42,6 0,65 0,62 43,1
20 0,50 0,46 45,0
Продолжение табл. 1
ф а, град. Р
00 -50 -100
¡к ¡к л ¡к ¡к л ¡к ¡к л
150 60 1,83 1,83 11,2 1,50 1,76 13,1 1,19 1,71 14,6
50 1,33 1,33 13,7 1,13 1,26 14,8
40 1,02 1,02 14,9
250 60 1,78 1,78 16,8 1,47 1,74 18,4 1,18 1,70 20,0
50 1,26 1,26 21,2 1,09 1,22 22,4 0,93 1,18 23,5
40 0,93 0,93 24,2 0,83 0,89 24,8 0,73 0,86 25,0
Продолжение табл.1
ф а, град Р
00 -50 -100
л ^Я л ^Я л
350 60 1,75 1,75 21,1 1,47 1,73 22,3 1,19 1,71 23,5
50 1,22 1,22 27,2 1,07 1,20 28,2 0,93 1,17 29,2
40 0,88 0,88 32,1 0,79 0,86 32,8 0,71 0,83 33,5
30 0,64 0,64 34,9 0,58 0,61 35,0
450 60 1,74 1,74 24,3 1,46 1,72 25,1 1,19 1,71 26,0
50 1,20 1,20 31,8 1,06 1,19 32,5 0,93 1,18 33,3
40 0,86 0,86 38,4 0,78 0,84 39,1 0,70 0,83 39,7
30 0,60 0,60 43,5 0,56 0,59 43,8 0,51 0,57 44,2
Продолжение табл. 1
ф а, град Р
-150 -200 -250
^у ^Я л ^Я л ^у ^Я л
250 60 0,90 1,68 21,7 0,62 1,67 23,5
50 0,78 1,15 24,4 0,64 1,12 25,0
350 60 0,91 1,70 24,8 0,63 1,69 26,2 0,33 1,70 27,9
50 0,79 1,16 30,3 0,65 1,14 31,4 0,50 1,13 32,6
40 0,63 0,81 34,1 0,55 0,79 34,6 0,47 0,77 35,0
450 60 0,92 1,71 26,8 0,63 1,71 27,7 0,33 1,71 28,8
50 0,79 1,17 34,1 0,66 1,16 34,9 0,51 1,16 35,8
40 0,63 0,81 40,3 0,56 0,80 41,0 0,48 0,79 41,7
30 0,47 0,56 44,5 0,43 0,54 44,7 0,39 0,53 44,9
Таблица 2
Коэффициенты пассивного давления и значение угла л при отсутствии _сейсмичности для пологих стенок_
ф а, град. Р
00 -50 -100
^у л ^у л ^у л
150 60 2,42 2,42 -14,4 1,80 2,12 -10,8 1,28 1,85 -2,7
50 1,62 1,81 -14,0 1,19 1,51 -8,9
40 1,17 1,37 -13,1
30 1,20 1,34 -14,9
250 60 3,01 3,01 -24,9 2,17 2,56 -22,7 1,47 2,12 -16,5
50 2,12 2,37 -25,0 1,55 1,96 -23,2
350 60 2,88 3,39 -34,5 1,87 2,69 -30,8
50 2,19 2,77 -35,0
450 60 2,71 3,90 -44,1
Продолжение табл. 2
ф а, град. Р
-150 -200 -250
ь, Ь, Л Ь, ь, Л ь, Ь, Л
200 60 0,92 1,71 2,2
50 0,93 1,37 -7,9
40 0,99 1,27 -15,5
30 1,09 1,28 -19,3
30° 60 1,02 1,89 -13,1 0,61 1,64 3,1 0,31 1,62 19,6
50 1,23 1,81 -25,5 0,78 1,37 -15,5 0,49 1,10 2,7
40 1,47 1,90 -29,8 0,99 1,43 -26,5 0,61 1,00 -15,8
30 1,25 1,58 -30,0 0,81 1,10 -26,7
400 60 1,27 2,37 -30,2 0,66 1,77 -13,7 0,31 1,58 10,6
50 1,81 2,65 -39,4 1,10 1,94 -34,8 0,60 1,36 -22,3
40 1,60 2,29 -40,0 1,00 1,65 -37,5
Таблица 3
Значения коэффициента активного давления грунта (8 = 0)
ф, 0 а, град. Значения коэффициента Ла при угле наклона засыпки к горизонтали Р, град
30 25 20 15 10 5 0 -5 -10 -15 -20 -25
15 60 2,15 1,87 1,73 1,65 1,59
50 1,58 1,39 1,28 1,22
40 1,24 1,10 1,02
30 1,02
25 60 1,97 1,75 1,66 1,61 1,57 1,55 1,54 1,52 1,51
50 1,56 1,34 1,23 1,17 1,13 1,09 1,07 1,05 1,03
40 1,21 1,05 0,96 0,90 0,86 0,83 0,81
30 0,97 0,84 0,77 0,73
20 0,80
35 60 0,04 1,05 1,23 1,32 1,37 1,40 1,42 1,44 1,46 1,47 1,48 1,49
50 1,26 1,12 1,06 1,03 1,01 0,99 0,98 0,97 0,96 0,96 0,95 0,95
40 1,07 0,91 0,84 0,79 0,76 0,74 0,72 0,71 0,70 0,68 0,68 0,67
30 0,85 0,73 0,66 0,62 0,59 0,57 0,55 0,54
20 0,68 0,58 0,53
45 60 0,01 0,67 0,92 1,06 1,16 1,23 1,28 1,32 1,36 1,39 1,42 1,44
50 0,72 0,77 0,80 0,82 0,83 0,84 0,85 0,85 0,86 0,86 0,87 0,87
40 0,66 0,64 0,62 0,61 0,61 0,60 0,60 0,59 0,59 0,59 0,58 0,58
30 0,53 0,50 0,48 0,46 0,45 0,44 0,44 0,43 0,42 0,42 0,41 0,41
20 0,41 0,39 0,37 0,35
Таблица 4
Значения коэффициента пассивного давления грунта (8 = 0)
ф, град. а, град. Значения коэффициента Лп при угле наклона засыпки к горизонтали Р, град
0 -5 -10 -15 -20 -25
15 60 1,15 0,92 0,66
50 1,02 0,80
40 0,91
30 1,00
25 60 1,27 1,02 0,76 0,50 0,25
50 1,16 0,93 0,70 0,47
40 0,87 0,64
30 0,80
35 60 1,22 0,95 0,70 0,46 0,24
50 1,17 0,93 0,69 0,47
40 0,91 0,68
45 60 0,47 0,78 0,52 0,30
50 0,45 0,81 0,57
ЛИТЕРАТУРА
1. Яковлев П.И. Исследование и разработка методов расчета портовых гидротехнических сооружений на основе технической теории предельного напряженного состояния грунтовой среды. Автореф. диссертации д-ра техн. наук. Л., 1981. 40 с.
2. Яковлев П.И. Устойчивость транспортных гидротехнических сооружений. М.: Транспорт, 1986. 191 с.
3. Яковлев П.И. Несущая способность оснований портовых сооружений. М.: Транспорт, 1978. 207 с.
4. Яковлев П.И., Бибичков А.Г., Бибичков АА. Взаимодействие сооружений с грунтом. М.: Недра, 1997. 464 с.
5. Яковлев П.И. Коэффициенты активного и пассивного давления грунта на стенки в сейсмических условиях по теории предельного напряженного состояния // Научные труды "Морские порты". М., 1976. Вып. 9. С. 26 - 31.
6. Яковлев П.И. Расчет активного и пассивного давления грунта по теории предельного напряженного состояния с помощью коэффициентов бокового давле-ния//Основания и фундаменты: Респ. межвед. сб. Киев: 1975. Вып. 8. С. 154 -160.
7. Яковлев П.И. Инженерный метод определения активного давления и пассивного сопротивления грунта на гидротехнические сооружения в общем случае при наличии сейсмических воздействий и при их отсутствии на основе технической теории предельного напряженного состояния // Научные труды "Инженерные сооружения и оборудование морских портов". М., 1985. С. 7 - 11.
8. Яковлев П.И. К определению пассивного давления грунта на подпорную стенку // Строительная механика и расчет сооружений. 1968. №4. С. 14 - 17.
9. Яковлев П.И. О предельном напряженном состоянии сыпучего клина // Строительная механика и расчет сооружений. 1973. № 1. С. 24 - 27.
10. Яковлев П.И. Напряженное состояние засыпки и давление грунта на пологие стенки//Гидротехническое строительство. 1974,.№ 12. С. 26 - 29.
11. Соколовский В.В. Статика сыпучей среды. М.: Физматгиз, 1960. 243 с.
12. Голушкевич С.С. Статика предельных состояний грунтовых масс. М.: Гостехиз-дат, 1957. 288 с.
13. Клейн Г.К. Расчет подпорных стен. М.: Высшая школа, 1964. 196 с.
14. Прокофьев И.П. Давление сыпучего тела и расчет подпорных стенок. М.: Государственное издательство строительной литературы, 1947. 143 с.
15. Иванов П.Л. Грунты и основания гидротехнических сооружений. М.: Высшая школа, 1991. 447 с.
16. Яковлев П.И. Взаимодействие гидротехнических сооружений с засыпкой в сейсмических условиях: Учебное пособие. М.: Изд. ЦРИА Морфлот, 1982. 62 с.
СИСТЕМА ОБНАРУЖЕНИЯ ПОЖАРОВ И ВКЛЮЧЕНИЕ СРЕДСТВ ПОЖАРОТУШЕНИЯ
С. С. Богданов, В. А. Колесник, В. Б. Буслаев, А. Г. Желнни
АООТ «Завод "КРИЗО"», Г. ГАТЧИНА
In this report main disadvantages of fire-alarm systems of domestic manufactures have been determined. New fire-alarm system which has been designed by "Factory"KRIZO" was offered. This system is deprived of the indicated disadvantages, since it has in its basic new algorithm of multi-channel information's processing and number of new technical solutions.
Традиционно используемый во всех системах пожарной сигнализации способ обнаружения пожара имеет большой недостаток: включение средств сигнализации производится только после начала пожара. Поэтому даже в случае, когда пожар удается локализовать и ликвидировать на ранних стадиях его развития, ущерб кораблю в той или иной степени будет нанесен.
Наряду с этим также необходимо отметить низкое быстродействие и высокую вероятность ложного срабатывания существующих на сегодняшний день систем пожарной сигнализации.
Особое внимание в докладе уделено системе "Кристалл-М", разработанной АООТ «Завод "КРИЗО"». Эта система в отличие от существующих аналогов лишена выявленных недостатков за счет применения принципиально нового алгоритма обработки многоканальной измерительной информации и ряда новых технических решений.
РОЛЬ СИСТЕМЫ СЕРТИФИКАЦИИ МАТЕРИАЛОВ И ОБОРУДОВАНИЯ В ПРЕДУПРЕЖДЕНИИ ТЕХНОГЕННЫХ КАТАСТРОФ НА МОРЕ
А.А. Щетинин, В.А. Юрьев, А.Н. Семичев
Воронежский государственный технический университет
Анализ статистических данных о катастрофах на море показывает, что наибольшую опасность для окружающей среды представляют аварии на танкерах, перевозящих нефтепродукты, нефтеперерабатывающих морских установках, судах с двигате-
