CC BY
65
УДК 622.272 И.И. Шорников
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ УСИЛИЙ ПРОДАВЛИВАНИЯ ОБДЕЛКИ ТОННЕЛЕЙ В ТЕХНОЛОГИИ МИКРОТОННЕЛИРОВАНИЯ:
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ
Рассмотрены результаты существующих исследований по определению усилий продав-ливания обделки тоннелей в технологии микротоннелирования.
Ключевые слова: микротоннелирование, усилие продавливания, свойства породного массива, сопротивление продавливанию.
Гехнология микротоннелирования - современная наукоёмкая технология подземного строительства, за полувековой период развития значительно расширила область своего применения. Это прокладка трубопроводов малого диаметра так и проходка тоннелей большого диаметра до 4,5 м без присутствия людей, как в слабых породах, так и в скальных массивах. Одним из распространенных способов микро-тоннелирования является способ про-давливания по трассам произвольной протяженности и со сложной траекторией.
Дальнейшее развитие технология требует разработки методов и способов прогнозирования усилий продавлива-ния. Как показывает практика микро-тоннелирования частыми стали разрушения обделки от воздействия монтажных нагрузок. При заданном проектном значении длины тоннеля, величины усилий продавливания определяются характеристиками продавливающей установки, несущей способностью упорной стенки, максимальным размер шахт с домкратной станцией, напряжениями в элементах обделки, количеством промежуточных домкратных станций.
Усилие продавливания Ftot состоит из двух составляющих: сила давления забоя на головную секцию проходческого агрегата F0 (начальное усилие внедрения проходческого комплекса в породный забой или начальное усилие продавлива-нию) и сила трения Ffr [1]:
Ftot = Fo + Ffr . (1)
В работе [2] начальное сопротивление продавливанию при использовании метода продавливания с гидропригрузом оценивается по формуле
^ =№ + Pw )■*■&/2 )2. (2)
где Pe - усилие продавливания на площадь забоя (обычно для массива слабых пород Pe =150 кПа, для гравия Pe = 300 кПа); Pw -давление, создаваемое гидропригрузом, равное давлению забоя +20 кПа; -внешний диаметр щита, м.
При использовании метода продав-ливания труб с породным пригрузом начальное сопротивление продавливанию
Fo = аГе /2) . (3)
где а - коэффициент усилия резания в зависимости от типа пород (для вязких а = 0,5 для песчаных = 2,0, для твердых = 3,0); - давление вынутой породы,
кПа, равное для песчаных пород давле-
нию массива + гидростатическое давление + ДР (ДР = =20 кПа), для вязких пород принимается равным давлению массива.
В Ассоциации Водоснабжения Японии предложена формула для F0 (кН)
[3]
F0 = 10.0Л.32яБ^\ кН (4)
где N - эмпирический коэффициент (=1.0 для глинистых пород, 2.5 для песчаных и 3.0 для гравелистых).
Вторая составляющая усилий про-давливания Е. - усилие сопротивления
трения и сцепления по боковой поверхности обделки при ее продавливании различными исследователями определяется по разным зависимостям как экспериментальным, так и теоретическим. Проектировщики в Японии используют достаточно общую теоретическую формулу [2, 3]:
Ffr = [/3{лБад + ю) іі+лБаС} L (5)
ц - нагрузка, действующая на поверхность трубы, кН; /■' (= й"(^/я))_ кинематический коэффициент трения в системе "труба-порода"; Ь - длина продавлива-ния, м; Ба - внешний диаметр трубы, м; в) - удельный вес трубы, кН/м; С - сцепление в системе "труба-порода"; в -понижающий коэффициент; ф - угол внутреннего трения, град.
Нагрузка д, действующая на боковую поверхность трубы, зависит от распределения нормального давления на нее, обусловленного нагрузками от горного давления и от давления тампонажного раствора, заполняющего строи-тельный зазор при переборе породы при выемке. Применительно к продавливанию этому вопросу посвящено значительное число публикаций [1, 4].
В [5, 6] сообщается о результатах полевых исследований при продавливании труб на 5 объектах. Изучались отклоне-
ния в стыках, трение по поверхности в системе "труба-порода", распределение нормальных напряжений по поверхности труб, эффекты отклонений от проектной траектории, эффекты перерывов процесса продавливания. Обнаружено, что в реальных условиях возникают участки с технологической кривизной и распределение нормальных напряжений по контуру труб крайне не равномерно. При закачивании бентонита в строительный зазор происходит "всплы-тие " труб и выравнивание нормальных напряжений в кровле и почве.
В [7] проведено численное моделирование с применением МКЭ поведения бетонных труб при продавливании. Моделировались нормальные контактные напряжения, действующие на трубу в породах различной жесткости. Обнаружено, что в гранулированных материалах нормальные напряжения на контакте в системе "труба-порода" очень малы. Сделан вывод, что труба по большей части своей боковой поверхности отделена от окружающего породного массива. Далее делается вывод, что влияние распределения контактных напряжений от действия окружающего массива пород мало, так как величины этих напряжений на поверхности малы.
В работе [8] в виде таблицы дано обобщение по результатам исследования моделей прогнозирования фрикционной компоненты Ffr усилий продавливания.
В монографии [1] приведены значения коэффициента трения труб из бетона и асбестоцемента в различных типах пород. Коэффициенты трения разбиты на три категории, представляющие состояние труб: трение покоя, трение при скольжении и жидкостное трение (наличие бентонита). Сделан вывод, что фрикционная составляющая усилий продавливания является функцией коэффициента трения по поверхности раз-
дела "труба-порода", умноженного на удельный вес породы и мощность покрывающих пород, с учетом напряженного состояния массива.
В работе [9] результаты исследований разделены на три группы в зависимости от типа пород: глины, песчаные и песчано-гравелистые. Для каждой группы построены зависимости сил сопротивления трению по поверхности труб от их диаметра. Получено эмпирическое уравнение для Ffr (тн/м2)
Ffr = a+0.38^ Da,
(6)
где а - 0.153 для глин, 0.243-пески,
0.343- песчано-гравелистые породы,
Da , м).
В упоминавшейся уже работе [2] на основании опыта продавливания обделок для 49 тоннелей определены значения понижающего коэффициента в в формуле (5)
Категория породы Связ- ные Песча- ные Граве- листые Скаль- ные
в 0.35 0.45 0.60 0.35
В работе [8] исследованы вопросы взаимодействия в системе "труба-порода" для различных материалов труб и характеристик пород. Используется понятие шероховатости поверхности труб. Приведены данные о зависимости остаточного коэффициента трения по контакту в системе "труба-порода" ^ от параметра шероховатости материла труб и остаточного угла внутреннего трения породні фг. Предложено уравнение для определения фрикционной составляющей усилия продавливания f
yDa COS
Fr =
45 + ф
nDaL.
(7)
fr Пп1 2іапфг
Сравнение с экспериментальными данными подтвердило квадратичную зависимость усилий продавливания от диаметра трубы и линейную от плотности пород. Это происходит от того, что
нормальные контактные напряжения не зависят от глубины в соответствии с теорией сводообразования. При увеличении остаточного угла внутреннего трения происходит уменьшение нормальных контактных напряжений, тогда как коэффициент трения по поверхности увеличивается. Кроме того, общий эффект различен для различных материалов труб в зависимости от параметра шероховатости. Как результат, в диапазоне остаточных углов внутреннего трения от 25 до 40 градусов вклад фрикционной составляющей находится в диапазоне от 17 до 35 процентов в зависимости от типа материала.
Прогнозированию усилий продавли-вания на криволинейных участках мик-ротоннелирования посвящены работы [1, 9, 10, 11]. Ассоциацией микротонне-лирования Японии [11] предлагается эмпирическая формула для определения усилия продавливания в общем случае наличия криволинейных участков
F = ^ + ^)Кп + Х^с + ^2, (8)
где п - число труб, L\ - расстояние от конца криволинейного участка до приемной шахты, Lc - длина криволинейного участка, L2 - расстояние от стартовой шахты до начала криволинейного участка. Сопротивление головной секции Fo определяется выражением = ^ + (2г
F0 =
Acs,
где Ql и Q2 давления на верх и них трубы, соответственно, а Acs - площадь поперечного сечения головной секции. Сопротивление от трения по поверхности в системе "труба-поро-да" /1 является функцией напряжений трения Р и диаметра Ба
fl = Р-я- Da, (10)
Корректирующий коэффициент К для криволинейного участка равен
К =---------^--------, (11)
сояа- к ^та
где а - угол отклонения от прямолинейности, а к - коэффициент трения по криволинейному участку. Коэффициент к может отличаться от коэффициента трения f и эмпирически можно положить равным tan(ф/2) где ф - угол внутреннего трения породы. Кроме этого, отношение сопротивлений на криволинейном и прямолинейном участках X определяется из выражения ъгп+1 у
Х= ККК (12)
Обстоятельному изучению усилий продавливания посвящены работы теоретического характера [4, 10, 12]. Получена формула
2К-1
Р0 = Р1 + лDalq(1+а4k + 2 £ а2п) +
п=1
+Р3а4К + Ра4К. (13)
где Р1 = Я DJlq — усилие сопротивления трению, МН, на начальном от стартовой шахты прямолинейном участке, имеющем длину L1, м;
Р3 =ЯDalзq — усилие сопротивления
трению, МН, на заключительном у приемной шахты прямолинейном участке, имеющем длину L3 , м; К - количество технологических витков кривизны трассы.
Экспериментальные результаты, полученные в работе [16], подтвердили применимость соотношения (13).
В работе [3] исследовано влияние раствора, нагнетаемого под давлением в строительный зазор, на усилия продав-ливания, в частности на криволинейном участке. Разница в усилиях для прямолинейного и криволинейного участков
возникает из-за силы трения по площади витка кривизны с внешней стороны. Общая форма для усилия продавлива-ния имеет вид
F1 = ^0 + F1' + Т11апф' 18еса, (14)
где F1 - усилие, когда первая труба продавливается перед второй трубой на криволинейном участке, кН; F0 -
начальное усилие, кН; F1' - усилие, при котором первая труба продавливается на прямолинейном участке, кН; Т1 - внешняя компонента на криволинейном участке для F1, кН; ф- угол внутреннего трения, град; а - угол отклонения положения трубы, град.
Здесь имеют место зависимости (11) и (12). Получено фундаментальное уравнение для криволинейного участка
^ = ¥{>“> + Х^(2та +ч)С1, (15)
где Х = (еив — 1) / /ив ; р - коэффициент
кинематического трения в системе "труба-порода"; в - угол охвата контактной площадки в этой системе; тС1 - сопротивление трению между трубами и бентонитовым раствором, кПА; ть - сопротивление трению между трубами и породой, кПА; ^ - длина криволинейного участка, м.
В работе [14], посвященной исследованию усилий продавливания для криволинейных участков в условиях наличия "прихватывания" труб, для одного экспериментального участка получен ход изменения усилий по мере увеличения длины продавливания (рис. 1, 2). обнаружено характерное нелинейное увеличение в усилиях при росте прямолинейной части тоннеля после прохождения его криволинейного участка.
Рис. 1. Траектория трассы [14]
В работе [15] приведены результаты записей усилий продавливания по мере увеличения длины тоннеля. На рис.3 видны ’’всплески” в значениях усилий, характерные для процессов покоя и срыва сцепления в системе ”труба-порода”.
Во многих исследованиях помимо теоретических разделов, лабораторных и полевых испытаний, проводилось численное моделирование. 3Э моделирование с применением МКЭ проводилось для определения параметров кинематики в цепочке из труб, разворотов, распределение напряжений на контакте в системе ’обделка-порода” для криволинейных участков [11, 14].
В работах [16,17] для выявления параметров взаимодействия конструкции и породы используется так называемая 'Ч-z” модель. В этой модели сопротивление вдоль поверхности раздела конструкции и породы представлено рядом пружин. Для нелинейных пружин, моделирующих породный массив и конструкцию обделки, применяется метод конечных разностей. Определены нагрузки и напряжения внутри конструктивных элементов обделки при приложении усилий продавливания. Кроме того, приведенный метод расчета объединен с вероятностным подходом для оценки влияния пространственной изменчивости
свойств породного массива на напряжения в трубах и значений усилий продавливания.
В статье [18] для описания поведения обделки и прогнозирования значений
Рис. 2. Ход изменения усилий продавливания [14]
Рис. 3. Ход измеренных значений усилий продавливания при проходке щитом Lovat mts1000 [15]
усилий продавливания разработана модель для цепи из труб с учетом строительного зазора при переборе породы. Используется ’’пружинное представление” окружающего массива и модель позиционирования трубы с анализом фазы в МКЭ. Показано, что разработанная модель удовлетворительно описывает поведение трубы и значений усилий продавливания. Кроме того, получено распределение сил трения в подстилающем основании. Характерным является то, что при построении модели введены пружины для учета реакции породного массива на воздействие головной секции и пружины для учета реакции упорной стенки и окружающего стартовую шахту породного массива.
Таким образом, на сегодняшний день имеется достаточно обширный научный материал для проведения дальнейших
исследований в прогнозировании усилий продавливания, в особенности, для учета неизбежных разбросов в характеристиках массива горных пород по трас-
1. Scherle M, Rohrvortrieb/Band 2:Statik, Planung, Ausfuhrung. - Bauverlag GmbH: Wiesbaden, Berlin, 1977. - 613S.
2. Osumi, Toru. (2000), Calculating Jacking Forces for Pipe Jacking Methods. No-Dig International Research. October, 2000.- pp. 40-42.
3. Shimada H, Khazaei S., Matsui K. - Small diameter tunnel excavation method using slurry pipe-jacking// Geotechnical and Geological Engineering. -2004. - v.22. - pp. 161—186.
4. Баклашов И.В., Штернагель И. Статические расчёты в технологии микротоннелирова-ния на современном этапе. - Строительная инженерия. - 2005. - №11.
5. Norris P. The behaviour of jacked concrete pipes during site installation. - PhD thesis/ University of Oxford. - Pembroke College Trinity Term, 1992.227 p.
6. Milligan G.W.E. and Norris P. The performance of concrete jacking pipes during installation / Report No. OUEL 1986/93. - University of Oxford, Department of Engineering Science. - Oxford, 1993. -56 p.
7. Zhou J.-Q. Numerical analysis and laboratory test of concrete jacking pipes. - PhD thesis/ University of Oxford - Linacre College Trinity Term, 1998. - 249p.
8. Staheli K. Jacking force prediction: an interface friction approach based on pipe surface roughness.
- PhD thesis/ School of Civil and Environmental Engineering. - Georgia Institute of Technology, 2006. -385p.
9. Chapman, D.N., Ichioka, Y. - Prediction of
jacking forces for microtunnelling opera-
tions//Tunnelling and Underground Space Technology.
- 1999. - vol.14.(S.1) - pp.31-41.
10. Штернагель И. Геомеханическое прогнозирование процессов деформирования и разрушения обделки тоннелей в технологии микро-тоннелирования. - Дисс. на соиск. канд. техн. наук.
- М.: МГГУ, 2005. - 147 с.
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ --------------------------------------
се микротоннелирования и параметров взаимодействия в системе "продавливаемая обделка - породный массив”.
------------- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
11. Shou K., Yen J., Liu M. - On the frictional property of lubricants and its impact on jacking force and soil-pipe interaction of pipe-jacking// Tunnelling and Underground Space Technology. - 2010. - v. 25. -pp.469-477.
12. Ресслер У. Оценка дополнительных усилий продавливания на криволинейных трассах микротоннелирования. - ТИМР, Подземное пространство мира. - 2004. - №2-3. - с.33-36.
13. Штернагель И. Экспериментальная проверка методики расчета усилий продавливания на криволинейных трассах микротоннелирования.
- ТИМР. Проблемы развития транспортных и инженерных коммуникаций. - 2005. - №4.
14. Shou K.-J., Yen J.-H. - On the behavior of a stuck curved pipe jacking// Journal of GeoEngineering.
- 2010. - v.5. - No.3. - pp.77-85.
15. Barla M, Camusso M. - Analysis of jacking forces during microtunnelling in limestone// Tunnelling and Underground Space Technology. - 2006. - v. 21. -pp. 668-683.
16. Misra A., Roberts L. A. - Analytical Models for Soil-Structure Interaction during Pipe-Jacking/ Geological Engineering: Proceedings of the 1st International Conference (ICGE 2007), Wuhan, China, http://dx.doi. org/10.1115/ 1.802922.paper37
17. Misra A., Roberts L. A., Najafi M. - Probabilistic Soil-Structure Interaction Model for Pipe-Jacking Force Analysis/ ASME Conf "Pipelines 20087/Pipeline Asset Management: Maximizing Performance of our Pipeline Infrastructure.- pp.1-10, http://dx.doi. org/10.1061/ 40994(321)31
18. SugimotoM., Asanprakit A. - Stack pipe model for pipe jacking method// Journal of Construction Engineering and Management. - 2010. - vol. 136. - No. 6.
- pp. 683-692. ЕШ
Шорников Иван Игоревич - аспирант,
Московский государственный горный университет, Moscow State Mining University, Russia, ud@msmu.ru
