CC BY
10
© А.Н. Левченко, 2009
УДК 69.035.4 А.Н. Левченко
МЕТОДИКА ОЦЕНКИ ДЕФОРМАЦИОННЫХ СВОЙСТВ НЕСУЩЕГО СЛОЯ ОБДЕЛОК МАГИСТРАЛЬНЫХ КАНАЛИЗАЦИОННЫХ ТОННЕЛЕЙ
Сооружения канализационной сети городов подпадают под действие Федеральных законов Российской Федерации "О промышленной безопасности опасных производственных объектов" № 116-ФЗ и "О безопасности гидротехнических сооружений" № 117-ФЗ [8]. Второй закон относится непосредственно ко всем видам гидротехнических сооружений, включая подземные сооружения.
В соответствии с Федеральным законом "О безопасности гидротехнических сооружений" [8], необходимо составлять декларацию о соответствии гидротехнического сооружения критериям безопасности [7]. Применяемые в настоящее время методики определения уровня безопасности гидросооружений содержат необходимые элементы оценки надежности и риска, но не дают полного решения этой задачи. Конструкция обделки магистрального канализационного тоннеля глубокого заложения для условий аварийного напорного режима пропуска сточных вод была описана в работах [1, 6].
Повышение надежности тоннельных конструкций осуществляется в двух направлениях:
- совершенствование существующих конструкций;
- разработка и внедрение новых технологий производства элементов,
сборки и защиты всей конструкции от коррозии и истирания.
Рассмотрим элементы содержания первого направления.
В соответствии с современными требованиями о долговечности конструкций подземных гидротехнических сооружений необходимо применять многослойные тоннельные конструкции [9, 11]. Надежность подобной конструкции для магистрального коллектора глубокого заложения для условий аварийного напорного режима пропуска сточных вод рассмотрена в работе [6]. Для условий неглубокого заложения также целесообразно оценить надежность многослойной конструкции с внутренним защитным слоем, представляющим из себя футеровочный слой из блоков каменного литья [1]. При оценке такой надежности существует необходимость в определении параметров поведения несущего слоя в рамках метода расчета, приведенного в работе [3].
Определение параметров несущего слоя
Рассмотрим деформации и внутренние усилия в несущем слое. Кольца собраны из блоков трапециевидной формы с перевязкой швов. Задача проводимого анализа состоит в том, чтобы учесть влияние угла наклона боков трапеции на деформационное
поведение колец. При исследовании поведения блоков трапециевидной формы при деформации собранного из них кольца в работе [10] было обнаружено, что эти деформации имеют сложный характер: помимо раскрытия стыков и перемещений в радиальном направлении, трапециевидные блоки стремятся выйти из плоскости кольца с перекрещиванием стыковых сечений. Отмечается, что именно это обстоятельство является той особенностью, которая отличает характер деформаций кольца обделки из трапециевидных блоков от характера деформаций кольца обделки из прямоугольных блоков.
Однако в литературе отсутствуют результаты по исследованию деформационных характеристик колец с учетом угла наклона боков трапеции.
Проведем упрощенный анализ поведения колец из блоков трапециевидной формы при ограничении их
Рис. 1. К расчету "возможных" продольных смешений кольцевых граней в направлении по оси тоннеля
деформаций в осевом направлении тоннеля.
При повороте блока как жесткого тела относительно, например, оси z' точка «А» перемешается по оси x' к точке «О», что в «тоннельных» координатах "x-z" означало бы появление "возможного" пе-ремешения середины блока по направлению к следуюше-му кольцу по оси тоннеля (рис. 1). Величина этого "возможного" перемешения равна
Uzm = ХЛ SÍna = (R R 2 - Уа) SÍna
здесь a - угол наклона боков трапеции,
R = (Lm cosa-bsina)/2 , - длина блока, b - его ширина, xA, yA -текушие в процессе деформации координаты положения точки «А».
С учетом малости деформаций и угла a будут иметь место равенства R = (Lm /2)cosa; yA = R0;
u ,(1)
zm 4
Расчеты с применением МКЭ показали, что имеет место равенство (по схеме рис. 2)
4E - (2)
qm =-
-k(L)Uzii
(1 -и )Ь
где к(I) = 0,03( 1Ш /Ь) + 0,12. (3)
На сторону ВС нагрузка передается в виде
N = (0,5и + 0,02)qmЬt.. (4)
Здесь V - коэффициент Пуассона. Таким образом,
N =
(0,5v + 0,02) (1 -у1)
Et [0,03(LCT /b) + 0,12 ]Lma62
В А /
с
Ят
V
Л
V
1бл /2
->
Усилие N создается в кольце радиуса К и шириной Ь под действием внешней нагрузки, равной
Ргэкв =
N.
ьк'
Таким образом, наличие у блоков трапециевидной формы, при деформировании собранного из них кольца, производится введением воздействия эквивалентной внешней нагрузки, равной
(0,5г + 0,02) _
Р =~-2-1Е (—) х
(1 -у2) Ь
х [0,03(ЬБЛ / Ь) + 0,12] авг.
Или
Ьш =2пК/п
с учетом получим
того,
■ (0'5у + °,°2) Е [Ь }х
(1 -V2)
что
(5)
2п
<[0,03(2пг / пЬ) + 0,12]—ав
Здесь п - количество блоков в кольце.
С расчетной точки зрения более эффективным является введение эквивалентного отпора с коэффициентом
(0,5у + 0,02) 1 Е Г _ ^ 2(1 — V2 )(1 + v)(1 - 2v) Ьэ У Ь ) (6)
2п
к, Д) = -
<[0,03(2пг / пЬ) + 0,12]—ав2.
Рис. 2. К расчету передачи нагрузок на кольцевых гранях на бока блоков
Здесь Ьэ - длина опорного стержня.
Результаты определения смещений и внутренних усилий в несущем слое
Ниже приведены результаты расчетов по схеме рис. 3 (с тремя стыками в т. А, В и С) для следующих условий:
- коэффициент Пуассона
у=0,2;
- ширина кольца Ь = 1 м;
- толщина блока 1 = 0,2 м;
- площадь сечения блока А=0,2 м ;
- количество блоков п=8;
- угол трапеции а = 10°. Смещения в характерных точках в
шелыге (т.А) и боках (т.С) (рис. 3-4) для различных отношений момента инерции сплошного сечения к моменту инерции в стыке (I /1 ).
Для расчета внутренних усилий (моменты М и нормальные силы Ы) вместо распределенных по контуру пружин отпора (равенство (6)) использовались пружины, помещаемые в стыки с жесткостями
к, = К (вхьш Ь /2). (8)
Алгоритм поиска решения состоит в том, что в ходе решения изменяются моменты сечения в стыках ¡^ от начального значения отношения I /
= 1 через увеличенные значения. На каждом шаге определялись повороты сечений в стыках вА ,Дв Д, по значениям которых определялись жесткости пружин (ф-ла (8)) для определения хода изменения смещений в т.А. - {А-Процесс был остановлен в точке с отношением примерно I /1 =2-104
когда смещения VА стали равняться
Ь
А
\ f/2 N
в ' X
\\
ч\
\\
\ \
\ \
\ \
с
Рис. 3. Смешения в обделке в точках Рис. 4. Смешения в характерных точках по контуру
0.6
0.2
Pi 0.0
-0.4
; 1 5 3 0 4 5 \ 0 7 5 9
! Развертка контура, град
—•—МС1/Ц = 1Э —•—M(I/I| = 1000Q]xl0
0.6
o.s
г о.з
1 1
—•—1/4=1 —■—1/11=10000
■
IS 30 4S 60 75 90 Развертка контура, град
Рис. 5. Распределение значений момен- Рис. 6. Распределение значений тов по контуру сечения сплошной об- нормальныгх сил по контуру сечения делки и обделки с шарнирными стыками сплошной обделки и обделки с шарнирными стыками
значению для случая сплошного результаты с большой степенью схо-кольца. В результате на рис. 5 и 6 димости с классическими результата-показано сравнение внутренних усилий, действующих в сплошном кольце и усилий, возникающих в шарнирной обделке с трапециевидными блоками с углом наклона бо- Здесь угол у отсчитывается от гоков трапеции 10°. ризонтального диаметра.
Для сплошного кольца используе- Для значений моментов в шарнир-мая программа вычислений давала ной обделке с 8-ю трапециевидными
ми
2M f
— - cosy I, [5], = -cos у. [4].
П ) f
блоками по ее контуру с параметрами, приведенными выше, можно предложить зависимость
2М 2, ,
— = -1,81-10-2|51П(4^)|.
Лля нормальных сил
Как видно из рис. 5 и 6 и приведенных соотношений внутренние усилия в такой обделке как качественно, так и количественно значительно отличаются от внутренних усилий в сплошной (бесшарнирной) обделке.
Особо следует отметить практически одинаковые значения для жесткости рассмотренных обделок. В случае прямоугольности блоков с выпукло-вогнутыми стыками такое соответствие отсутствует в принципе.
Вывод
Установлено, что при одинаковых значениях жесткостей сплошной (бесшарнирной) обделки и шарнирной обделки из трапециевидных блоков значения внутренних усилий по контуру обделок как качественно, так и количественно значительно отличаются друг от друга.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Борисов В.Н., Левченко А.Н., Павлов О.Н. Выбор и обоснование конструктивных параметров обделки и гидроизоляции магистрального канализационного тоннеля глубокого заложения в г. Моск-ве//Проблемы строительной геотехнологии "Строительство и эксплуатация подземных сооружений и шахт" - М.: Изд-во МГГУ - 2000. - с. 75-81.
2. Борисов В.Н., Левченко А.Н., Павлов О.Н. Расчет сборной ж/б обделки щитовых тоннелей с учетом характеристик стыковых соединений / Межд. конф. «Проблемы освоения подземного пространства», г. Тула, 5-7 апреля 2000г - Изд-во ТГУ: 2000г. - с. 85-89.
3. Булычев Н.С., Фотиева Н.Н., Стрельцов Е.В. Проектирование и расчет крепи капитальных выработок. - М.: Недра. 1986. - 288 с.
4. Коллатц Л. Задачи на собственные значения (с техническими приложениями). - М.: Наука, 1968. - 504 с.
5. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. В 10-ти т. Т.VII. Теория упругости: Учеб. пособие. - 4-е изд., испр. и доп. - М.: Наука. Физматгиз, 1987. - 248 с.
6.Левченко А.Н. Прогнозирование надежности комбинированных обделок канализационных тоннелей и обоснование их конструктивных параметров.- Дисс... канд. техн. наук. - Москва, 2003. - 128 с.
7. Мостков В.М. Безопасность подземных гидротехнических сооружений. - М.: НТФ "Энергопрогресс"// "Гидротехническое строительство", 2001. - 83 с.
8. О безопасности гидротехнических сооружений. Федеральный закон Российской Федерации от 23 июня 1997 года // Гидротехническое строительство - 1997. -№12. - С. 1-7.
9. Руководство по проектированию гидротехнических тоннелей / Гидропроект им. С.Я. Жука, Минэнерго СССР. - М.: Строй-издат, 1982. - 288 с.
10. Сергеев В.К. Экспериментально-теоретические исследования круговых обделок коммунальных тоннелей из железобетонных блоков трапециевидной формы // Дисс. ... канд. техн. наук, Москва, 1974. - 204 с.
11. СНиП 2.06.09 - 84. Туннели гидротехнические / Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1985. - 19 с. Е2В
— Коротко об авторе
Левченко А.Н. - кандидат технических наук, профессор, Московский государственный горный университет,
Рецензент д-р техн. наук, проф. Б.И. Федунец.
