A talaj oldalirányú ellenállása. A hidrosztatikus nyomásból származó terhelések Olaj- és gáztermelés
Laboratóriumi kutatás A talaj oldalirányú ellenállását prizmás és lépcsős formájú nyúlásmérő bélyegekkel végeztük, melyek méreteit a táblázat tartalmazza. 3.1.A matricák aljára ható függőleges terhelést e0=0 excentricitással vittük át; 0,08; 0,17 és 0,25. A normál feszültségek méréséhez az alap mentén, valamint a szerszám elülső és hátsó szélein téglalap alakú nyúlásmérőket szerelnek fel hidraulikus átalakítóval. 0 2-1,6 MPa névleges megengedett nyomású tömegdózisokat használtunk.
Alapozó talajként közepesen durva homokot használtak. Az alapot úgy készítettük el, hogy a talajt 15-20 cm vastag rétegben feltöltöttük, majd tömörítettük. Az alaptalaj a következő fizikai és mechanikai jellemzőkkel rendelkezett: páratartalom W=0,068, sűrűség ρ=1,76 g/cm3, száraz talaj sűrűsége ρd=1,66 g/cm3, porozitási együttható e=0,6, fajlagos tapadás c=1 kPa, belső súrlódás szög φ=35°, alakváltozási modulus E=27,5 MPa.
Átlagos lerakódásának s függéseit a prizmás bélyeggel végzett kísérletek során kapott р0 alapnyomástól különböző relatív mélységekben λ=D/b és e terhelési excentricitásoknál a 2. ábra mutatja. 3,1" a. Az ábrán látható, hogy ha a bélyeg az alap felületén helyezkedik el, a terhelés excentricitásának növekedésével nő a bélyeg átlagos lerakódása. Így a bélyeg elszámolása p0=(0/0,3) MPa-nál és e=0,7a-nál átlagosan 1,25-ször nagyobb volt, mint a központilag feltöltött bélyeg, e=0,2a-nál pedig 1,47-szerese. Ez a körülmény az alapban, különösen a talp legterheltebb éle alatt képlékeny alakváltozások kialakulásával jár. A matrica központi terhelése esetén az alap szélei mentén elhelyezkedő tömegdózisokkal rögzítettük a plasztikus deformációk kialakulását az alapban, átlagos nyomáson p0=0,35 MPa, excentrikus terhelés esetén (e=0,17). a és 0,25a) - p0=0 ,15 MPa-nál. Ezen túlmenően e=0 25a-nál közvetlenül a terhelés alkalmazása után a talp hátsó szélét leválasztották a talajtól.
Az alapot az alap felett elhelyezkedő talaj tömegével terhelő terhelés miatt az aljzat alatti képlékeny alakváltozások kialakulása korlátozott. Ezért a süllyesztett bélyeg átlagos süllyedésének a terheléstől való függése laposabb, és a bélyeg átlagos süllyedése a mélység növekedésével észrevehetően csökken. Ha a süllyesztett szerszám excentrikusan van megterhelve, a terhelés gyakorlatilag nincs hatással annak átlagos lerakódására.
A matrica relatív penetrációjának befolyása az átlagos településre az αs=s/s0 együtthatóval becsülhető meg, amely megegyezik a matrica átlagos megtelepedésének arányával adott értéketλ egy központilag megterhelt bélyeg alapfelületére való átlagos leülepedéséhez (3.2. táblázat).
Kísérletek kimutatták, hogy a süllyesztett bélyeg talpa által az alapra továbbított terhelés kisebb, mint a külső terhelés, vagyis annak egy részét az oldalfelület mentén fellépő súrlódási erők érzékelik.
Függőségek az ábrán. A 3.1. ábra bemutatja a relatív mélység és a súrlódási erők összhatását a matrica oldalfelületén az átlagos elhelyezkedésre. A süllyesztett bélyegzővel végzett kísérletek során ismert volt az alapja mentén mért átlagos tényleges Po nyomás, amelyet a kapcsolati üzenetek leolvasásából határoztak meg. Ez lehetővé tette, hogy külön értékeljük az alap talajtömegével és a reaktív súrlódással való terhelés bélyegének átlagos lerakódására gyakorolt hatását. Ebből a célból az s tengelyen ábrázoltuk az adott p külső nyomásszintnek megfelelő átlagos lerakódás értékeit a szerszámtalp alatti tényleges nyomáson (1. görbe a 3.1. ábrán). Ezek a görbék azt mutatják, hogy egy süllyesztett bélyeg átlagos süllyedése az oldalfelületén súrlódó erők hiányában a bélyeg talpa alatti átlagos tényleges nyomástól függ.
Az alap felett elhelyezkedő talaj tömegével történő terhelésének hatása a bélyeg átlagos megtelepedésére, amikor annak relatív mélysége megváltozik, az α"s együtthatóval becsülhető meg, amely megegyezik az eltemetett bélyeg megtelepedésének arányával oldalfelületén s" súrlódási erők figyelembevételével a központilag terhelt bélyeg s0 alapfelületén történő leülepedéséhez (3.3. táblázat).
Az asztalról 3.2 és 3 3 jól látható, hogy amikor a λ bélyeg relatív mélysége 0-ról 2-re változott, akkor az átlagos lerakódása csökkent az alap talajsúlyával történő terhelésének és a súrlódási erőknek a súrlódási erők összhatása következtében. bélyegzés átlagosan 1,3-2,3-szoros, és a hatás miatt csak az alapterhelések 1,2-1,5-szeresek. Az oldalfelületek mentén fellépő súrlódási erők hatására a szerszámbeülepedés csökkenése 14-56%.
A prizmaszerű matrica tekercsének függése a pillanattól különböző jelentések A terhelés relatív mélysége és excentricitása nemlineáris (lásd 3.1. ábra, b) a teljes terhelési tartományban.
ábrából látható. 3.1, a nem eltemetett szerszám tekercselése kis nyomatékértékeknél e=0,25a-nál nagyobb, mint e=0,17a-nál, a-nál nagy értékek pillanat – éppen ellenkezőleg. Rögzített pillanatban süllyesztett matricáknál a henger λ növekedésével csökken, ami a szerszámtalp alatti nagyobb átlagos nyomásnak köszönhető a terhelési excentricitás alacsonyabb értékeinél.
A szerszámmélység növelése a tekercselés észrevehető csökkenéséhez vezet. Ez a hatás az αi=iλ/i0 együtthatóval becsülhető meg, amely egyenlő a betemetett bélyeg tekercsének és a bélyeg alapfelületén lévő tekercsének arányával (3.4. táblázat). A táblázatból látható, hogy a süllyesztett bélyeg tekercselése lényegesen kisebb, mint a bélyeg tekercsének az alap felületén, különösen az 1-nél. Így e = 0,17a és λ = 1 és 2 esetén a bélyeg tekercselése 3,3-szor, illetve 12-szer kisebb, mint a nem eltemetett bélyeg tekercsének 8-szorosa, e=0,25a-val pedig 3,7-szer, illetve 17,2-szer.
A prizmás bélyeg kísérleti gördülési értékeinek összehasonlítása az SNiP szerint számítottakkal azt mutatta, hogy λ=0 és e=0,17 mellett, és a bélyegző i tényleges tekercselése jó összhangban van a számított ic hengerrel p0≤-ig. 0,15 MPa nagy nyomáson az alapon 1,4-3,3-szor nagyobb, mint a számított, e=0,25 a-nál és λ=0-nál a teljes terhelési tartományban i≥ic. p0=0,3 MPa, e=0,17a és λ=0,5, 1 és 2 mellett a szerszám kísérleti gördülése 12-vel kisebb, mint a számított; 2,2 és 6,7-szeres, valamint e=0,25 a és λ=1 és 2 - 1,8 és 9,1 alkalommal.
Általánosságban elmondható, hogy a kísérleti eredmények azt mutatták, hogy egy excentrikusan terhelt prizmás bélyeg forgásközéppontjának mélysége átlagos alapnyomásnál р0=0,3-0,5 MPa és λ=1 egyenlő Z0=(0,8/0,9)D-vel, és λ=1,5 és 2 Z0=(0,5/0,6)D-nél.
ábrán. A 3.2. ábra a bélyeg érintkezési felületei mentén fellépő normál feszültségek diagramjait mutatja. Ha egy központilag terhelt bélyeg van az alap felületén, akkor az érintkezési feszültségek az alapja mentén szinte egyenletesen oszlanak el. A feszültségdiagramok alakja a talp hossztengelye mentén az s=f(p) függés lineáris metszetében e-0,08a-nál közel a trapézhoz, e=0,17a-nál és 0,25c-nél pedig háromszög alakúhoz egy nulla ordináta a hátsó élen és attól a távolságon, amely megközelítőleg egyenlő a terhelés excentricitásával.
Amikor a szerszámot mélyítik, az érintkezési feszültség diagramok ordinátái az alap mentén igazodnak.
Rögzített nyomatékértéknél, λ növekedésével a legnagyobb élfeszültségek a szerszámalap mentén csökkennek, és a háromszög feszültségdiagram (λ=0-nál) trapéz alakúvá alakul (λ=0,5 és 1 esetén). Megjegyzendő, hogy még kis behatolás esetén is (λ = 0,5) e = 0,17a-nál a minimális élfeszültségek a bélyegfenék mentén jelentősen eltérnek a nullától. λ≥1-nél a talp felemelése a talajból még e-0,25a-nál sem történik meg.
A süllyesztett szerszám alja mentén végzett normálfeszültségek mérésének eredményei lehetővé tették a súrlódási erők szerepének értékelését az alap teljes ellenállásában (3. ábra 3). A bélyeg oldalfelületére ható talajsúrlódási erők hatására csökken a talp által felvett függőleges terhelés aránya. A terhelés első szakaszaiban (p0=0,05/0,1 MPa) λ≥1-nél a pτ súrlódási erők a külső terhelés 45-25%-át teszik ki. A terhelés további növekedésével a reaktív súrlódás aránya az alap teljes ellenállásában csökken. p0=0,6 MPa-nál a talp a külső terhelés 90-95%-át veszi fel.
A normál feszültségdiagramok a bélyeg elülső és hátsó felülete mentén törött körvonallal rendelkeznek, és a maximális ordináta a bélyeg elülső oldalán (1/2/1/3) D mélységben van. A nyomaték növekedésével a maximális ordináta helyzete nem változik. A feszültség nyomatékának rögzített értékénél a bélyeg elülső felülete mentén e=0,17a-nál nagyobb, mint e=0,25a-nál.
A szerszám hátsó felülete mentén kialakuló normál feszültségek a relatív behatolástól és a külső terheléstől függenek. Így λ = 0,5-nél a teljes terhelési tartományban nullával egyenlőek, λ = 1-nél pedig csak a terhelés első szakaszaiban (p0 = 0,l/0,3 MPa), a terhelés további növekedésével. nullára csökkentek.
A nyúlásmérő bélyeg érintkező felületei mentén a normál feszültségek mérése eredményeként meghatározták az alap- és oldalfelületei által érzékelt Mi értékeit a relatív mélység és a terhelési excentricitás különböző értékeinél. A relatív mélység növekedésével észrevehetően csökken a nyomaték aránya a szerszám alapjára, és e = 0,17a és λ = 0,5 esetén a feltöltési talaj a külső nyomaték körülbelül 8%-át nyeli el, λ = 1 és 2 esetén pedig 40 és 86% (e=0,17a-nál) és 41-84% (e=0,25a-nál).
A normál feszültségekből származó reaktív nyomaték az elülső és a hátsó felület mentén a külső nyomaték 5-46%-a. A matrica talpa által érzékelt nyomaték aránya az elülső és hátsó felülete által érzékelt pillanathoz nagymértékben függ a relatív mélységtől. A reaktív nyomaték részaránya az oldalélek és a matrica talpa mentén fellépő súrlódási erőkből λ = 1 és 2 esetén 33-45% (e = 0,17a-nál) és 21-41% (e = 2-nél). 0,25a), azaz a súrlódás jelentős szerepet játszik az alap teljes ellenállásában.
Kísérletek kimutatták, hogy a visszatöltő talaj sűrűségének csökkenése a külső terhelés és nyomaték arányának enyhe növekedéséhez vezet a matrica tövében, aminek következtében a matrica átlagos süllyedése és gördülése növekszik. Így a szerszámtalp mentén mért átlagos nyomás 0,95 és 0,92 tömörítési együttható mellett átlagosan 5, illetve 11%-kal volt nagyobb, mint kc = 1 esetén, és a talp mentén a feszültségek egyenetlen eloszlásából származó reakciónyomaték 18 volt. és 62 %. A normál feszültségekből származó reaktív nyomaték a matrica elülső és hátsó felülete mentén kc=0,95-nél 18%-kal volt nagyobb, mint kc=1-nél, és kc=0,92-nél 26%-kal kisebb.
Azonos alapsűrűségű lépcsős bélyegzővel végzett kísérletek azt mutatták, hogy p0 = 0,1/0,4 MPa, λ = 1 és 1,5 mellett a bélyeg átlagos lerakódása 1,7, illetve 1,9-szeres, tekercselése 1,7-szeres, illetve 1,9-szeres. 2,9 és 6,2-szer kisebb, mint a nem eltemetett szerszám megfelelő deformációi.
Megállapítást nyert, hogy a lépcsős és prizmás matricák relatív mélységének befolyása az átlagos merülésre csaknem azonosnak tekinthető, ezért a lépcsők kis eltolásával a szerszám alakja alig befolyásolja a gördülését.
A normál feszültségek diagramja a lépcsős bélyeg elülső és hátsó felülete mentén hasonló a prizmás bélyegzővel végzett kísérletekben kapott diagramokhoz. A feszültség maximális ordinátája az elülső felület mentén 1/3D mélységnek felel meg. A szerszám hátsó felülete mentén fellépő feszültségeket csak λ=1,5-nél vettük fel, és ezek lényegesen kisebbek voltak, mint az elülső felület mentén fellépő feszültségek. A feltöltött talaj sűrűségének csökkenésével a vízszintes nyomásértékek csökkentek. λ=1-nél a bélyeg elülső oldala mentén lévő diagramon a lépcső tetejének szintjén törés volt megfigyelhető, ami a lépcső feletti talaj lebontásával jár, a felső síkban tömegdózisokkal rögzítve. a lépéshosszabbításról.
A σx diagramok nullpontjának helyzete р0=0,4 MPa és λ=1,5 értéknél azt mutatja, hogy a bélyeg elfordulása a lépcső tetejének szintjén elhelyezkedő forgásközépponthoz képest történik (ξ=0,72 at). λ=1 a bélyeg forgásközéppontja a talp magasságában volt.
A mért σx normálfeszültségekből számolt reaktív nyomaték p0=0,4 MPa, illetve λ=1, illetve 1,5 mellett a külső nyomaték 25 és 44%-át tette ki. A feltöltött talaj sűrűségének csökkenése (kc változása 1-ről 0,92-re) λ = 1,5-nél ennek a pillanatnak a 1,4-szeres csökkenéséhez vezetett.
Az egyensúlyi feltételekből azt találtuk, hogy a súrlódási erőkből származó reaktív nyomaték az oldallapok és a szerszám alapja mentén p0=3,4 MPa, kc=1 és λ=1 és 15 mellett a külső nyomaték 19 és 22%-át tette ki. λ=1,5 és kc=0,92-17%-nál.
Így az elvégzett vizsgálatok azt mutatták, hogy a relatív mélység jelentős mértékben befolyásolja a lépcsős szerszám deformációját. A talajellenállás az elülső és a hátsó széle mentén a teljes ellenállás jelentős részét teszi ki, és a relatív mélység növekedésével növekszik. Ebben az esetben a szerszámtalp alatti érintkezési nyomás diagram igazodik.
Tereptanulmányok prizmás és lépcsőzetes alapok nagyméretű modelljeivel végeztük (lásd 3.1. táblázat), amelyeket e = 0,17 a relatív excentricitású függőleges terheléssel terheltünk. Az alapozások relatív mélysége 0 és 2 között változott.
A kísérleteket az 1., 2. és 3. számú, homokos vályogtalajokból álló helyszínen végeztük. A telephelyi talajok fizikai és mechanikai jellemzőit a táblázat tartalmazza. 3.5.
A kísérletekben 61x82 cm alapméretű (0,5 m2 terület, n = 1,33 oldalarányú) és 210 cm magasságú prizmás alapokat és 107x140 cm alapméretű lépcsős alapokat használtunk (1,5 m2 terület, n oldalarány). = 1, 31) és 43 cm magasság A prizmatikus alap átlagos S0 és i gördülésének kísérleti függése a p0 átlagos nyomástól és az M nyomatéktól. 3.4 és 3.5.
ábrából 3.4 látható, hogy a p0 = 0,05/0,3 MPa terhelési tartományban az alapozás átlagos süllyedése λ = 0 és e = 7 in értékeknél 1,27-szer nagyobb, mint a központi terhelés alatti átlagos esedékessége. Ez összhangban van a laboratóriumi kísérletek eredményeivel.
Az αS együttható átlagértékei a 2-es és 3-as számú helyszínen, prizmás alapozással végzett kísérletek eredményein alapulva a talaj természetes sűrűségének megőrzése esetén az alap felett és alatt (kc = 1,0) a táblázatban találhatók. Asztal. 3.6.
A táblázatban megadottak közül. Az adatok 3.6. pontjából az következik, hogy az alapozás átlagos süllyedése relatív mélységétől függően 1,8-3,6-szor kisebb, mint az alapozás alapfelületi megtelepedése.
A 3. számú telephelyen prizmatikus alapozással végzett kísérletekben ρ"d=1,48 g/cm3 (ρс = 1,48 g/cm3; kc=0,93) feltöltési talajsűrűséggel, átlagos megtelepedése Po=0 terhelési tartományban, 05/0,3 MPa és λ=1 és 2 átlagosan 12 és 4%-kal volt nagyobb, mint a megfelelő bélyegesedés kc=1-nél, p0=0,4 MPa-nál pedig 46 és 11%-kal. A relatív mélység hatása az alapozásra település at különböző mértékben A feltöltőtalaj tömörítése azt mutatja, hogy a kc=0,93, illetve λ=1 és 2 értéknél 1,9-szer, illetve 3,4-szer kisebb a berakódása, mint a be nem temetett alapnál.
A nem eltemetett alap tekercsének a pillanattól való függése minden kísérletben világosan kifejezett görbe vonalú (lásd 3.5. ábra). Csak p0=0,05-0,15 MPa nyomáson tekinthetők lineárisnak. Az alap mélyítésekor a tekercs nyomatéktól való lineáris függésének határa megnő. Az eltemetett alap tekercse sokszorosa az alap felületén lévő alap tekercsének. Az αi együttható átlagos értékeit a 2. számú helyszínen végzett kísérletek eredményei alapján a táblázat tartalmazza. 3.7, amelyből látható, hogy a kc=1, illetve λ=1, illetve 2 alapozási henger 7,7-szer, illetve 37-szer kisebb, mint az alapfelületen lévő alaphenger.
Az 1. és 2. számú helyszínen végzett kísérletek során a relatív mélységnek az alaphengerre gyakorolt még nagyobb hatását figyelték meg. Így az 1. számú helyszínen az alaphenger p0 = 0,1 MPa és λ = 0 értéknél; 1 és 2 rendre egyenlő: i=24,2*10v-3; 1,2*10v-3 (ai=0,049) és 0,48*10v-3 (αi=0,021), a 2. számú helyszínen - i=9,0*10v-3; 0,61*10v-3 (αi=0,068) és 0,3*10v-3 (αi=0,033).
A kísérletek kimutatták, hogy az alap összenyomhatóságának növekedése az alap relatív mélységének a dőlésszögére gyakorolt befolyásának növekedéséhez vezet.
A 3. számú helyszínen végzett kísérletek kimutatták, hogy a feltöltési talaj sűrűsége jelentősen befolyásolja az alap dőlését. Így p0=0,1 MPa, kc=0,93 és λ=1 és 2 mellett a prizmatikus alapozás gördülése 1,7-szer, illetve 1,9-szer nagyobb volt, mint a kc=1-nél. Az alapozás terhelésének növekedésével ez a különbség nőtt. Így ugyanazon λ-értékek esetén az alaphenger p0=0,45 MPa-nál 2,0 és 2,9 volt. Azonban még a ρ"d= 1,48 g/cm3 visszatöltési talajsűrűség mellett is, közel a minimális sűrűséghez (kc=0,93), az alaphenger a p0=0,1-0,3 MPa terhelési tartományban λ=1 és 2 mellett kisebb maradt, mint az alapozási tekercs az alapfelületen 4,3-szor, illetve 18,2-szeresére.
Az eltemetett prizmás alapozással végzett összes kísérletben annak gördülése átlagos nyomás mellett az alap mentén, amely megegyezik az R alaptalaj számított ellenállásával, lényegesen kisebb volt, mint az SNiP 2.02 01-83 szerint számított. Így a 3. számú helyszínen a kísérleti alaprepedés λ = 1 és 2 (R = 0,31 és 0,37 MPa mellett) a feltöltőtalaj természetes sűrűsége esetén 4,0, illetve 12-szer kisebb volt a számított értéknél. , és a kc =0,93 - 2,6 és 5,4-szeres.
A lépcsős alapozás mélységének növekedése, akárcsak a prizmatikus alapozás, az átlagos süllyedés és gördülés csökkenéséhez vezetett. Így, amikor a relatív mélység 1-ről 1,5-re változott, az alapítvány átlagos települése 1,5-szeresére, a tekercs pedig 2,3-szorosára csökkent.
Kísérleti vizsgálatok eredményei ben terepviszonyok a relatív mélység jelentős befolyását mutatják prizmás és lépcsős alapok alapjainak deformációjára. Ezek a vizsgálatok a laboratóriumi kísérleteknél nagyobb mértékben igazolták az eltemetés hatását ezen alapok süllyedésére és dőlésére, még olyan esetekben is, amikor a feltöltési talaj kisebb sűrűségű és lényegesen nagyobb összenyomhatóságú, mint a természetes talaj. Ez a hatás magyarázható a súrlódási erők kifejtésével és a talajtapadás jelenlétével az alapozás érintkezési felületei mentén.
Amikor az alapozás az alap felületén helyezkedett el, a forgásközéppontja 4-14 cm-rel az alap alatt volt a hátsó él oldalán. Az alapzat terhelésének növekedésével a forgásközéppont csökkent és eltávolodott az alaptól. Az alapozás mélységének növekedésével a forgási középpont természetes növekedése és a hátsó felületről való eltávolítása következett be. A relatív mélység növekedése a forgásközéppont és az alap tengelye közötti távolság növekedéséhez vezetett.
A mért reaktív feszültségek értékeit egy nem betemetett prizmatikus alap alapja mentén e = 0,17a-nál a táblázat tartalmazza. 3.8, amelyből jól látható, hogy az egyensúlyi feltételek λ=0-nál meglehetősen pontosan megfigyelhetők. Az 1. és 2. számú helyszínen végzett kísérletek során ebben az esetben az alapozási alap terhelése tömegdózisokkal mérve 10-15%-kal kisebbnek bizonyult, mint az alkalmazott.
A prizmaszerű alapozás mélyítésekor az érintkezési feszültség diagramok az alap mentén, különösen annak hossztengelye mentén igazodnak.
Az asztalról A 3.8 azt is mutatja, hogy a relatív mélység növekedésével a talpra átvitt külső terhelés aránya csökken. Így p0=R=0,31 MPa és λ=0,62 és 1 átlagos nyomáson a külső terhelés kb. 89, illetve 79%-a került át a talpra, λ=2-nél (p0=R=0,37 MPa) - körülbelül 70%. Ezekben a kísérletekben az alapozás oldalfelületei mentén a talajjal ténylegesen érintkező tangenciális feszültségek a következők voltak: τ = 15/17 kPa
Az alapra nehezedő átlagos nyomás növekedésével nőtt az alapozási alap terhelése: p0=0,6 MPa, illetve λ=1 mellett a külső terhelés 89%-a átkerült az alapra.
Kísérletek kimutatták, hogy a visszatöltő talaj sűrűségének csökkenésével az alap oldalfelületén csökken a reaktív súrlódás, és ennek következtében nő az alapra átvitt terhelés aránya. Így =0,93, p0=0,3 MPa és λ=1 és 2 mellett az alapozás alapja alatti alap tényleges terhelése 18, illetve 8%-kal volt nagyobb, mint a természetesvel megegyező feltöltési talajsűrűség esetén, p0=0,6 MPa és azonos λ-értékek kc=0,93, 95 és 81% külső terhelésnél kerültek át az alapozás alapjára. A tangenciális feszültségek átlagos értéke az alapozás oldalfelületei mentén körülbelül 6 kPa volt.
Az alapozás mélységének növekedésével az alapra átvitt külső nyomaték aránya jelentősen csökken. Tehát p0=0,3 MPa mellett kc=1 és λ=0,62; Az 1. és 2. ábrán a normálfeszültségek egyenlőtlen eloszlásából származó reaktív nyomaték a prizmatikus alap alapja mentén 48 volt; A külső nyomaték 28 és 12%-a, valamint kc=0,93 és λ=1 és 2-51 és 23%-a. Normál feszültségből eredő reakciónyomaték az alapozás elülső és hátsó felülete mentén, kc=1 és λ=0,62; az 1. és a 2. értéke 31; a külső nyomaték 15 és 28%-a, valamint kc=0,93 és λ=1 és 2 - 23 és 16%.
A lépcsőzetes alapozással végzett kísérleteknél, akárcsak a prizmás alapozásnál, az alaptalaj teljes ellenállásának jelentős hányadát a visszatöltő talaj ellenállása tette ki. A reaktív nyomaték az alapozás alapja mentén az alapozási talaj tervezési ellenállásával megegyező átlagos nyomáson λ = 1 és 1,5 értéknél a külső nyomaték 35, illetve 21%-a, a normál feszültségekből származó reaktív nyomaték pedig az alap elülső és hátsó felülete mentén 24, illetve 28% volt. a súrlódási erők reaktív nyomatéka az oldalfelületen és a talpon 42, illetve 51%.
Kísérleti és számított adatok összehasonlítása. Az alapágy együtthatóját laboratóriumi és terepi kísérletekben a következő képletekkel számítottuk ki:
A mederegyüttható változását a mélységgel a képlet határozta meg
Az e = 0,17a alapozás prizmatikus modelljeivel végzett kísérletekben kapott c0 és ci együtthatók értékeit és a λ relatív mélység különböző értékeit a táblázat tartalmazza. 3.9, amelyből egyértelműen kitűnik, hogy az alapozás merevségi jellemzői az alap mélységétől és méreteitől, valamint a talaj típusától függenek. Az alapozás relatív mélységének növekedésével a c0 és a ci értéke megközelítőleg egyenlő mértékben nő, a terhelés növekedésével pedig csökken.
Az excentrikus terhelés alkalmazása az alap merevségi jellemzőinek csökkenéséhez vezet. Az alap felületén lévő bélyeg esetében ez a hatás elég jelentős a benne eltemetett bélyegnél, alig észrevehető (3.10. táblázat).
Az alapozás prizmatikus modelljeivel végzett laboratóriumi és terepi kísérletekben minden A értéknél a p0=0,1/0,5 MPa terhelési tartományban a сi/c0 arány 1,4-1,6 tartományban változott. Laboratóriumi kísérletekben lépcsőzetes bélyegzővel p0=0,4 MPa és λ=0 mellett; 1 és 1,5, ez az arány rendre 1,39, 1,40 és 2,26 volt, a terepen pedig p0=0,15 MPa és λ=1 és 1,5-2,17 és 2,21.
A feltöltött talaj sűrűségének csökkenésével a c0 és ci együtthatók csökkennek, de arányuk nem változik állandó kc értéken. Meg kell jegyezni, hogy a ci/c0 értékek elterjedése nagymértékben a reaktív momentum meghatározásának pontosságának köszönhető az alapozás alapja mentén.
A talaj vízszintes irányú összenyomhatóságát jellemző mederegyüttható változása λ=1-nél szinte lineárisan nő a mélységgel. A λ≥1,5-nél végzett kísérletekben ez a mintázat csak z= (1/3÷1/2)D mélységig igazolódott.
Által közvetett becslések a hasáb alapja mentén λ=1 és р0 = 0,3÷0,6 MPa melletti nyírási ágyegyüttható értéke laboratóriumi kísérletekben a következő volt: сτ = 9,8÷15,4 kPa/m, szabadföldi kísérletekben - сτ = 1,96 ÷ 4,2 kPa/m. A сτ/с0 arány ezen kísérletek szerint 1,0-0,6 volt.
Általánosságban elmondható, hogy a kísérleti eredmények azt mutatták, hogy az alapozás merevségi jellemzői függenek a feltöltési talaj relatív mélységétől, sűrűségétől, a terhelés intenzitásától és jellegétől. Az alap forgással és nyomással szembeni ellenállása eltérő. A mederegyüttható változása a mélységgel lineárisnak tekinthető.
A talaj oldalirányú ellenállásának számítási módszere. A javasolt számítási módszer az állandó excentrikus terheléssel terhelt és nyílt gödrökben felállított oszlopok alapjaira vonatkozik, majd a melléküregeket talajjal töltik fel.
A központi függőleges terheléssel, vízszintes terheléssel és egyirányú nyomatékkal terhelt szabadon álló alapok számítása (3.6. ábra) egy Winkler típusú rugalmas alap tervezési modellje alapján történik, amely ellenáll a függőleges és vízszintes elmozdulásoknak. az alapítás.
Az alap merevsége végtelenül nagynak tekinthető. Az alapozás nyomómerevségének jellemzésére a következő együtthatókat alkalmazzuk: egyenetlen összenyomódás függőleges irányban az alapzat talpa alatt ci, egyenetlen összenyomás vízszintes irányban cx és nyírás az alap síkjában cx.
A ci együtthatót, MPa/m, a képlet határozza meg
Feltételezzük, hogy a cx együttható lineárisan nő a mélységgel
A cx együttható értéke 0,35si.
Az eltemetett alapozás id excenteres terhelésből való gördülését, figyelembe véve annak rugalmas becsípődését a talajban, a képlet határozza meg
és az a z0 mélység, amelynél forgásközéppontja van - a képlet szerint
A (3.6) és (3.7) kifejezések A0, s0 és I0 értékeit a következő képletekkel számítjuk ki:
ábrán bj és zj cm jelölések. 3 6.
A felső- és függődarukkal felszerelt ipari épületek alapjainak dőlése a (3.6) képlettel határozható meg. Ebben az esetben a (3.4) képletben szereplő kλ együtthatót egyenlőnek tekintjük egységgel. A nyitott daru állványok támasztékainak alapozásának kiszámításakor a következőket kell figyelembe venni: homok és homokos vályog esetében kx = 1,5, vályognál kλ = 1,2, agyagnál kλ = 1,1.
Az alapozás alapja alatti élnyomásokat excentrikus terhelés hatására a képlet segítségével találjuk meg
A σx(z) talajreaktanciát az alap elülső és hátsó felülete mentén a képlet határozza meg
A σx(2) értékét az alap szilárdságának ellenőrzésére használjuk.
A σx(z) feszültségek nem haladhatják meg a képlettel számított σx,u(z) határértékeket
Az alapozás tetejének vízszintes mozgását a képlet határozza meg
A feltöltéseket úgy kell elhelyezni, hogy a tömörített talaj sűrűsége ρ"d=1,60/1,65 g/cm3 mellett legalább kc=0,92 tömörítési együtthatónak feleljen meg.
Az eltemetett prizmatikus alapok laboratóriumi kísérletekben kapott kísérleti gördülési értékeinek összehasonlítása a javasolt módszerrel kapott számított értékekkel a táblázatban található. 3.11.
Az asztalról 3.11 Nyilvánvaló, hogy az excentrikusan terhelt alapok tényleges gördülése λ≥0,5 és р0=0,1/0,4 MPa mellett lényegesen kisebb, mint a számított. Ez közvetett megerősítése annak, hogy a bélyeg oldalsó felülete mentén tangenciális talajellenállási erők jelen vannak, amelyeket a javasolt számítási módszer nem vesz figyelembe, mivel nincsenek megbízható módszerek a meghatározására, különösen a hiányosságok miatt. az alapozási mód rájuk gyakorolt hatásának ismerete.
Általánosságban elmondható, hogy az excentrikus terhelésű alapok kiszámítására javasolt módszer, figyelembe véve azok mélységét, kellően összhangban van a kísérleti vizsgálatok eredményeivel, és lehetővé teszi az alapok gazdaságosabb tervezését. Hatékonysága annál nagyobb, minél nagyobb az alapozás relatív mélysége és minél nagyobb a visszatöltés sűrűsége. Az alap mentén történő nyomáskiegyenlítés eredményeként az alapozáshoz szükséges vasalás felhasználása relatív mélységüktől függően 5-30%-kal csökken.
Az asztalról 3.12 és ábra. 3.7 egyértelmű, hogy a (3.9) képlettel számított σx(z) értékei sehol sem lépik túl a határértéket.
A szerkezetek és terhelések egyes speciális eseteinél a rugalmas ellenállási együttható értéke a kőzet fizikai és mechanikai jellemzőivel fejezhető ki. E 0 és μ 0, valamint a feltárás méretei az általános alakváltozások elmélete alapján kapott képletek szerint. Így, ha kitéve egy kör alakú alagút bélés sugara r belső egyenletes eloszlású radiális nyomás, a rugalmas ellenállás együtthatóját az Acad. B.N. Galerkina
Más esetekben a tervezés során gyakran véletlenszerű adatokat használnak fel, és nagyon eltérőek.
A deformálhatóság ilyen közelítő becslése sziklák nem felel meg a földalatti építmények számítási és tervezési módszereinek jelenlegi fejlettségi szintjének, és csak a tervezési előírások kidolgozásának szakaszában megengedett. Ezért nagyon fontos tanulmányoznia kell a kőzetek természetes körülmények között bekövetkező alakváltozásait olyan terhelések mellett, amelyek közel állnak a valódi szerkezet alján keletkezettekhez.
A legtöbb egyszerű módon a rugalmas ellenállási együttható kísérleti meghatározása az bélyegző módszer. Lényege, hogy merev lemezeket (bélyegeket) szerelnek fel a tető és az alap (vagy a falak) kiegyenlített területeire, amelyeket erős hidraulikus vagy olajemelők tolnak szét. A szerszámok közötti Δ távolság változása összefügg a szerszámokon létrejövő σ nyomás nagyságával, amely lehetővé teszi az együttható értékének meghatározását Nak nek w adott alaknak és területnek megfelelő rugalmas ellenállás F w bélyegző:
Amikor a terhelésátviteli területet értékre növeljük F a rugalmas ellenállási együttható értéke csökken. A merev szerszám felborításának analitikai függésének megfelelően
.
A fenti képlet érvényességét kísérleti adatok igazolják, ha F≤ 10 m2.
A bemutatott bélyegző módszer csak hozzávetőleges képet ad az ásatást körülvevő kőzetek deformálhatóságáról, mivel a bélyegzőn keresztüli terhelés átvitelének feltételei nagyon eltérnek a természetben meglévőktől. Az alagútszerkezet merevsége eltér a bélyeg merevségétől, és nem sík platform mentén, hanem mentén nyomást gyakorol a sziklára. ívelt felület. A bélyegző korlátozott méretei megnehezítik az ésszerű átmenetet a bélés és a kőzet tényleges érintkezési területére, és lehetőséget teremtenek arra, hogy a vizsgálati eredményeket az alap helyi zavarai befolyásolják.
A Közlekedési Minisztérium TsNIIS-e által végzett kísérletekben kör alakú béléselemeket használtak bélyegként a sziklába préselve. Ebben az esetben megbízhatóbb eredményeket kaptunk, mivel a szerkezet természetnek megfelelő méretű görbületét és merevségét vettük figyelembe.
A Közlekedési Minisztérium TsNIIS által kidolgozott és tesztelt módszertana a következő. A rugalmas ellenállási együtthatót egy kör alakú alagút kísérleti szakaszaiban határozzák meg, amelynek bélésének felső fele műanyag bitumennel töltött külső üregű mérőelemeket tartalmaz (lásd 41. ábra). A reteszelőszakasszal szomszédos két elem (77. ábra) üregébe további bitumen benyomásával biztosítható a bélés terhelésének szabályozott növekedése és a megfelelő Δ változás mérése. d vízszintes átmérő, valamint a rugalmas ellenállás intenzitásának Δσ növekedése a szerkezet oldalsó részein.
Rizs. 77.
Innen származik a rugalmas ellenállási együttható átmérőjű megmunkálás esetén d
Eltérő átmérő előállításához D a rugalmas ellenállási együttható értéke megközelítőleg a képlettel határozható meg
A kör alakútól eltérő körvonalú bélések kiszámításakor a kitermelési átmérő átlagértéke behelyettesíthető ebbe a képletbe. 
, Ahol F- a bánya keresztmetszete.
A föld alatti építmény szerkezetének kiszámítását a leírt tapasztalatok alapján meghatározott rugalmas ellenállási együttható segítségével a kőzet oldalirányú aktív nyomásának figyelembevétele nélkül kell elvégezni, mivel annak hatása az ellenállási együtthatóban már figyelembe vehető.
A rugalmas ellenállási együtthatók értékei a patkó alakú bélés oldalfelülete mentén és falainak alján eltérőek, még akkor is, ha az utóbbi homogén kőzetekben található. A terhelés mindkét esetben eltérő szögben történik. Négyzet F n a fal alapja, amelyen keresztül nyomás jut át a kőzetre, általában jelentősen kisebb terület F a fal oldalfelületének érintkezése a sziklával. Legmagasabb érték rendelkezik az utolsó tényezővel. Az (52) képletnek megfelelően a falak alatti rugalmas ellenállási együttható a képlet szerint növelhető
,
Ahol Nak nek— a rugalmas ellenállási együttható átlagos átmérő előállításához;
s- a szikla és a fal oldalfelülete közötti érintkezési terület hossza;
h n a fal alapjának szélessége.
A rugalmas ellenállási együtthatók tömegmérésének elvégzése különböző geológiai viszonyok között, a kapott anyagok elemzése és általánosítása a legindokoltabb irány az alkalmazott statikai számítási módszerek szilárd alapot nyújtani.
A bélésfelület sugárirányú nyomásával együtt általában súrlódási és tapadási erők hatnak. A súrlódási erők határértékei a kőzetellenállás intenzitásához kapcsolódnak a τ = μσ kifejezéssel, ahol μ a bélés és a kőzet közötti súrlódási együttható.
A tapadási erők nagysága a feltárás egyenetlenségének mértékétől és a környező kőzetek összetételétől függ. Azokban a sziklaképződményekben, amelyekben a feltárást robbanásveszélyes eszközökkel, íves vagy horgonyos támaszték felszerelésével végzik (lásd 57. §), a bélés két szakaszban történik. Az első szakaszban a frissen rakott készlet zsaluzat súlya beton keverék teljesen átterjed a falak alapjain, és nincsenek érintőleges erők a bélés és a szikla között.
Miután a beton eléri tervezési szilárdságát, és a bélés mögé szivattyúzzák cement-homok habarcs megkezdődik munkájának második szakasza. Ebben a szakaszban a befecskendezéssel mozgósított kőzetnyomás a bélésről a bánya falaira kerül átnyúlásokon keresztül, amelyek kitöltik a robbantási műveletek során elkerülhetetlen kontúregyenetlenségeket, pl. tangenciális erők teljesen érzékelik.
A lágy kőzetekben, ahol a feltárás általában a szelvény részekre bontásával és fa alátámasztással történik, a terhelés hosszabb időn keresztül növekszik és a bélés mögé szivattyúzás után súrlódási erők léphetnek fel a bélés és a kőzet között. Mindazonáltal a talajvíz és a gördülőállomány mozgása során fellépő lökések hatására, valamint a műanyag kőzetekben történő relaxáció következtében előfordulhat, hogy a keletkező súrlódási erők csökkennek, sőt teljesen eltűnnek. Ebben az esetben a tapadási erők nem olyan fontosak, mint a kőzeteknél. Ezért a lágy kőzetekben a hosszú távú (fő) terhelések kiszámításakor a bélés és a kőzet közötti érintőerők figyelmen kívül hagyhatók, mint a szerkezeti szilárdság tényezői.
A rövid távú erők (építési terhelések) ellenőrzésekor ajánlatos a súrlódási erőket figyelembe venni.
Ebben az esetben az r = (3-5)d sugarú körvonal és a szomszédos rétegek deformációkat (elmozdulásokat) kapnak, és ezekben a rétegekben a feszültségek újra eloszlanak.
Amikor az ásás deformáló kontúrja érintkezésbe kerül a támasztékkal, az utóbbi működésbe lép, és elkezdi megakadályozni a deformációkat. Ettől a pillanattól kezdve a tömeg és a támaszték érintkező felületein fellépő feszültségek hozzáadódnak a gravitációs erőkhöz.
Ezt követően a kontúrtömeget és a tartót együtt deformálják, amíg az alakváltozások stabilizálódnak.
Az ebben a pillanatban kialakuló nyomást a masszívumnak a támasztékkal való érintkezésénél .
A probléma ebben a megfogalmazásában a kőzetnyomást nem csak a kőzettömeg tulajdonságai és a munkák geometriája határozza meg, hanem a tömeg és a támasz ízületi deformációi által is.
Kölcsönhatás a talajtömeg és az alátámasztás között: a) modell terhelési diagram; b) kölcsönhatás diagram: 1 – egyensúlyi állapotok grafikonja; 2 - a támogatási ellenállás grafikonja; 3 – az időbeli elmozdulás alakulása.
Valós körülmények között a támogatás nem kezd azonnal működni. Mire beépítik, az áramkör elmozdulást kap, és mire az egyensúly létrejön, további elmozdulást (2. görbe rizs. b).
Ezt a pillanatot az ábrán egy pont ábrázolja k Az 1. és 2. görbe metszéspontja. Most a támasz hordozza a terhelést, és a kontúr elmozdulást kapott.
Merevebb alátámasztás használata esetén (szaggatott vonal tovább rizs. b) nagyobb lesz a támaszték terhelése, és kisebb lesz az elmozdulás, mint az előző esetben.
Így a kőzettömeg és a hordozó közötti kölcsönhatás elveit felhasználva lehetőség nyílik a kőzetnyomás szabályozására.
Az új osztrák feltárási módszer rendelkezései ezen alapulnak: hajlékony támasztékok (sörétbeton, horgonyok) használata és az alakváltozások közel kritikus értékre hozása, aminek köszönhetően a maximális kihasználás teherbíró képesség kerületi rétegei a masszívum, és a támogatás gazdaságosabb.
11. Aktív terhelések és talajreakciók. Általános és lokális deformációk hipotézisei.
A speciális alagút-irodalomban a következő kifejezéseket használják:
aktív és reaktív terhelések.
Most azt mondjuk:
terhelések és
szerkezeti támaszok reakciói.
A terhek és a hatások megoszlanak
állandó és ideiglenes (hosszú távú, rövid távú és speciális).
viszonyul:1 - hegyi nyomás;
2 - hidrosztatikus nyomás;
3 - a szerkezetek önsúlya;
4 - a bélésre gyakorolt hatásuk zónájában található épületek és építmények súlya;
5 - megtartott erők az előre összenyomott bélésből.
Alagúton belüli és földi szállításból származó terhelések;
A habarcs szivattyúzásából származó terhelések a bélés mögött az építés során;
Az előregyártott burkolatok beszerelése során fellépő erőkből;
az alagút és egyéb helyhez kötött berendezések súlyától és hatásától.
és hatások tartalmazza:Fagyfelhajtó erők;
Helyhez kötött berendezések súlya;
A hőmérséklet éghajlati hatásai;
a beton zsugorodása és kúszásának hatásai.
ide tartoznak: szeizmikus és robbanásveszélyes hatások.Töltési kombinációk:
A terhelések alapvető kombinációi (állandó + hosszú távú + rövid távú);
Speciális terheléskombinációk (állandó + hosszú távú + néhány rövid távú + 1 speciális).
Így, ha a szerkezet néhány állandó és két speciális terhelésnek van kitéve, akkor a számítás 3-szor történik (magyarázza meg!).
A terhelések a szerkezet számára legkedvezőtlenebb kombinációkban kerülnek be a számításba.
A) Általános deformációs hipotézis : a szerkezet ízületi deformációi és környezet gravitációs erők hatására
A rugalmasság elméletén alapul. (általánosított rugalmassági modulus Ео, transzverzális def. együttható (nu))
b) Helyi deformáció hipotézise
: figyelembe veszi a szerkezet alakváltozását aktív erők és rugalmas reakciók hatására (ágyegyüttható):
 |
12. Rugalmas ellenállási együtthatók: fajlagos, a falak mögött és a szerkezet alapja alatt.
A bélés kölcsönhatása a környező talajjal a segítségével írható le általános alakváltozások elméletei vagy lokális deformációk elméletei . (lásd 4. előadás).
Ha a közeget rugalmasnak (vagy plasztikusnak, viszkoelasztikusnak stb.) tekintjük, és a teljes alakváltozási modulussal és a keresztirányú alakváltozási együtthatóval jellemezzük, a kölcsönhatásokat a következő képletekkel írjuk le: ( általános alakváltozások elmélete)
Könnyebb a lokális alakváltozások elméletének alkalmazása (Fuss-Winkler hipotézis).
A kontúron lévő feszültségek és elmozdulások közötti egyenes arányosságon alapul: 
hol van a talaj rugalmas ellenállási együtthatója, 
.
(Analóg: az általános alakváltozások elméletében)
A helyi módszer fő hátránya. def. - ez az, ami „” függ a talajjal érintkező területek nagyságától, és ezt figyelembe kell venni a számításoknál.
Rugalmas ellenállási együtthatók meghatározása
1) - fajlagos ellenállási együttható egyetlen sugár kialakításához ()
vagy fél fesztáv Termelés;
2) segítségével kiszámítják az ellenállási együtthatót a bélésfalak mögött és a fordított boltozat alatt:
Vagy 
;
Ahol 
- átlagos működési sugár, F- négyzet keresztmetszet, m 2 ; BAN BEN– munkafesztáv, m.
3) a nyitott bélés sarkai alatt az ellenállási együtthatót a következő képlettel számítják ki: 
, Ahol V P– sarokszélesség, m.
Közötti kapcsolat NAK NEKÉs E készletek
formula B.G. Galerkina: 
A szilárdsági együtthatótól függő értékeket az SNiP „Hidraulikus alagutak” tartalmazza.
Bonyolult és drága objektumok esetén ezeket kísérletileg határozzák meg.
Megtalálja: 
13. Számítási sémák béléshez végeselem módszerrel (MIIT program).
A tervezési diagram egy szerkezet hagyományos ábrázolása, tengelyirányú vonalakkal, amelyek jelzik a fő méreteket, a támasztékok rögzítésének feltételeit és a terheket.
A tervezési sémát a bélés kialakításától, a talaj szilárdságától, a szerkezetek működési feltételeitől és az építési módoktól függően alakítják ki.
A tervezési számítási módszert a tervezése alapján választják ki. Amíg meg nem jelenünk, addig modernizálunk. kalc. technológiát, a számítási módszereket korlátozták a számítási munka mennyiségét illetően, ami egyszerűsítő előfeltételek bevezetését kényszerítette a számítási módszertanba, és csökkentette az eredmény pontosságát.
Végeselem módszer
A szerkezetek talajnyomás figyelembe vételével történő kiszámításához több is létezik különféle módszerek a talajkörnyezet számítási modelljében és formájukban különböznek egymástól.
Talajnyomás figyelembe vételével történő számítás a Metroproject módszerrel
A szerkezetet egy folytonos rugalmas közegben körgyűrűnek tekintjük, melynek mechanikai tulajdonságait az ágyegyüttható jellemzi: a közeg csak a szerkezet felé irányuló, egyértelmű talajellenállást képes biztosítani.
A számításhoz a gyűrűt egy beleírt 16-os gyűrű helyettesíti, a folytonos rugalmas közeget pedig a 16-gon minden csúcsán elhelyezett különálló rugalmas támasztékok helyettesítik, kivéve a három felsőt, amelyek a nyomásba esnek. -szabad zóna. A rudak támasztóreakcióinak irányait a gyűrű megfelelő sugarai mentén, a súrlódási erők figyelembevételével pedig a talaj és a bélés közötti súrlódási szög eltérésével veszik.
Az erőmódszer alaprendszerére való áttéréskor a sokszög két kivételével minden csúcsába csuklópántokat vezetünk be, és az ezeken a szakaszokon alkalmazott M1, M3 ..., M9 hajlítónyomatékokat ismeretlennek vesszük. Ebben az esetben a szimmetrikus szakaszokban alkalmazott M3, M4..., M8 nyomatékok csoportos ismeretlenek lesznek (1. ábra).
Az erőmódszer tipikus kanonikus egyenlete, amelyet az n támaszra állítottak össze, a következő alakú:
Az egyenletek ismeretlenek és szabad tagok együtthatói a főrendszer elmozdulásai ezen ismeretlenek irányában egyedi pillanatoktól, illetve adott terheléstől. Ezek meghatározásához először meg kell találnia a megfelelő erőfeszítéseket.
A fő rendszer felső része (2. ábra), amely az ellenállási zónában található, és nincs kitéve a talaj rugalmas ellenállásának, háromcsuklós ívnek tekinthető, amelynek támasztó reakciói a terheléstől az egyes mozzanatok pedig ellentétes előjellel közvetítődnek a mögöttes csuklólánchoz.
A csuklólánc láncszemeiben fellépő erőket az egymás után vágott csomópontok egyensúlyi feltételeiből határozzuk meg (3. ábra). Az n-edik csomópont egyensúlyi állapotából adott terhelés hatására a következőket határozzuk meg:
Kerületi normálerő az n és n+1 csomópontok közötti összeköttetésben
rugalmas támasz reakciója az n csomópontban
ahol Yn egy adott terhelésből származó koncentrált függőleges erő az n csomópontban; Xn – koncentrált erő az n csomópontban adott terhelésből; ;- középső szög a függőleges és az n ponton át húzott sugár között; ;- a sokszög csúcsának csatlakozásán keresztül húzott sugarak közé bezárt középső szög; hatszögre 
Az n csomópontban alkalmazott egyetlen pillanattól kezdve a következő erők keletkeznek:
normál erők a linkekben
rugalmas támaszok reakciói
Ez az egyetlen pillanatnyi erőfeszítés nem okoz erőfeszítést a fő rendszer többi elemében. Egy háromcsuklós ív támasztékára egyetlen nyomaték a következő erőket idézi elő:
normál erők a linkekben
rugalmas támaszok reakciói
A fő rendszer elmozdulásait a normál erők befolyásának figyelembevételével határozzák meg a rugalmas támasztékok mozgásában.
Így például egyetlen ismeretlentől az irányba haladva
Itt és a hajlítási nyomatékok tetszőleges szakaszában a megfelelő egyedi momentumokból származnak; és a láncszemekben a megfelelő egyedi momentumokból származó normál erők; és - reakciók a tartórudakban a megfelelő egyedi nyomatékokból; és - a bélés hosszirányú szakaszainak merevsége hajlításhoz és összenyomódáshoz; a a sokszög oldalának hossza; b – számításhoz hozzárendelt gyűrű bélésszélesség; k – a talaj rugalmas ellenállási együtthatója.
Miután meghatároztuk a nyolc ismeretlent a nyolc egyenletrendszerből, a végső erőfeszítést a következő képlet határozza meg:
Itt - az erők a fő rendszerben egy adott terhelésből; - erők a főrendszerben egyetlen csomóponti momentumból; - ismeretlen értékeket talált.
A számítások helyességét a bélés egyes részeinek egyensúlyi feltételeinek teljesülése és az a tény szabályozza, hogy a hajlítónyomatékok végső diagramjának csökkentett területe (azaz El-el osztva) nullával egyenlő.
Hasonló számítási módszert dolgozott ki S.A. Orlov, amely az L D rugalmassági modulusát és a Poisson-hányadosát használja a talaj rugalmassági jellemzőiként.
A csővezetékek hozzávetőleges számításaihoz általában a következő összefüggést használják a k rugalmas kompressziós együttható és a talaj alakváltozási modulusa Г gr között:
hol van a talaj Poisson-aránya.
Számítás a talajellenállás figyelembevételével O. E. Bugaeva módszerével
A szerkezetet körülvevő talajkörnyezetet a talaj k rugalmas ellenállási együtthatója jellemzi. Feltételezzük, hogy az ellenállás sugárirányú és a szerkezet alsó részére hat központi szög 270 0 . A 90 0 -os középső szögű felső ív mentén nem-ellenállási zónát feltételezünk (4. ábra).
A gyűrű rugalmas vonalát a következő egyenletek közelítik:
ahol a szakasz dőlésszöge a függőlegeshez képest; és a rugalmas egyenes ordinátái az A és B szakaszban.
A hidrosztatikus nyomás számításait akkor kell elvégezni, ha az alagút bélés megbízhatóan tömített. Fajsúly a talaj meghatározása a vízben való szuszpenzió figyelembevételével történik. γ vzv =(γ 0 -1)/(1+ε), ahol ε a porozitási együttható.
A hidrosztatikus nyomást figyelembe kell venni a talajvízszint alatt elhelyezkedő alagút vagy annak egy részének szerkezeteinek számításakor. q n = γ w *h w ;
q n in = 1*(2,85) = 2,85 tf/m2; q n n = 1*(13) = 13 tf/m 2 ;
q számított = q n in *η =2,85*1,1=3,135 tf/m 2 q számított = q n n *η =13*1,1 = 14,3 tf/m 2
28. A kőzetek rugalmas ellenállásának fogalma at együtt dolgozni bélés és a környező talajtömeg.
A külső aktív terhelés hatására az alagút bélése deformálódik, megváltoztatva helyzetét a kotrási kontúrhoz képest. A körvonal azon részén, ahol a bélés a kiásás felé mozog, a bélés szabadon deformálódik, anélkül, hogy kölcsönhatásba lépne a talajjal. A kontúrnak ezt a részét ellenállás nélküli szakasznak nevezik, és jelentős hajlítónyomatékok előfordulása jellemzi. A kontúr többi részén az alagút bélése a talaj felé tolódik, oldalirányú ellenállást - rugalmas ellenállást okozva, korlátozva a szerkezet deformációját és a benne fellépő hajlítónyomatékokat.
A zárt körvonalú béléseknél a falakat egy rugalmas alapon nyugvó fordított boltozat végei mereven kötik össze. Ebben az esetben rugalmas közeg rugalmas támasztékokkal helyettesítjük a bélés és a talaj kölcsönhatásának teljes kontúrja mentén.
29. Alapvető rendelkezések az alagutak burkolatának kiszámításához.
Az alagutak bélésének kiszámítása a megadott terhelési módszerrel történik, figyelembe véve a helyi deformációk Fauss-Wankler hipotézisét.
A külső aktív terhelés hatására az alagút bélése deformálódik, megváltoztatva helyzetét a kotrási kontúrhoz képest.
A körvonal azon részén, ahol a bélés a kiásás felé mozog, a bélés szabadon deformálódik, anélkül, hogy kölcsönhatásba lépne a talajjal. A kontúrnak ezt a részét ellenállás nélküli szakasznak nevezik, és jelentős hajlítónyomatékok előfordulása jellemzi. A kontúr többi részén az alagút bélés a talaj felé eltolódik, oldalirányú ellenállást okozva - rugalmas ellenállást, korlátozza a szerkezet deformációját és a benne fellépő hajlítónyomatékokat.
A Fauss-Wankler hipotézis szerint a feszültségek és a lokális alakváltozások egyenes arányossággal kapcsolódnak egymáshoz:
ahol k a talaj rugalmas ellenállási együtthatója (Posteli-együttható), kN/m 3
E hipotézis szerint a terhelés csak az alkalmazási pontján okoz felületi süllyedést (lokális deformációk). A valóságban, ha a közeget lineárisan deformálhatónak tekintjük, egy tetszőleges területre kifejtett terhelés a rugalmas tömeg teljes felületének lerakódását okozza (általános deformáció).
A rugalmas ellenállási együttható nem a talaj fizikai és mechanikai jellemzője, mert nemcsak tulajdonságaitól függ, hanem számos, nehezen figyelembe vehető tényezőtől is (alapfelület alakjai és méretei, terhelési intenzitás, talajviszonyok, szerkezeti merevség).
30. A Metrogiprotrans módszer (erő módszer) számítási diagramja.
A csomópontok nagy mobilitású (a támasztékok nem merevek, hanem rugalmasak) rendszer statikus kiszámításához a legcélszerűbb az erőmódszert használni, amely legkevesebb mennyiség extra ismeretlenek. A fő rendszer egy zsanérlánc, amely a rugalmas támasztékok helyén és a bélés reteszelő szakaszában történő csuklópántok bevezetéséből származik, ismeretlen erők egyidejű alkalmazásával - M 1, M 2, ..., M hajlítónyomaték-párok n.
Ha a bélés és a függőleges tengelyhez képest rá ható terhelések szimmetrikusak, akkor a szimmetrikus csuklópántok páros hajlítónyomatékai extra ismeretlennek számítanak.
Az ismeretleneket kanonikus egyenletek megoldásával határozzuk meg, amelyek mindegyike tagadja a mozgás lehetőségét egy irányban távoli kapcsolat mentén (a csuklópántban konvergáló rudak metszeteinek kölcsönös elfordulási szögének 0 egyenlősége).
A kanonikus egyenletek a következők:
……………………………………………………
ahol és vannak a főrendszer mozgásai a K pontokban alkalmazott páros egyedi nyomatékok hatásából és terhelésekből ismeretlen irányban;
A fal alapjának elfordulási szöge egyetlen pillanat hatására;
A fal alapjának tehetetlenségi nyomatéka, - az alapszakasz magassága; - rugalmas ellenállási együttható a fal aljánál.
Az erőmódszerrel történő elmozdulások meghatározása:
A képlet első tagja a rudak hajlításának az elmozdulások nagyságára gyakorolt hatását veszi figyelembe, a második tagja pedig a rudak normál erők általi összenyomásának hatását. Mind a sokszögben lévő rudak, mind a rugalmas támasztékok összenyomódásnak vannak kitéve. Ezért a második tagot úgy kell átalakítani, hogy figyelembe vegyük a rugalmas támasztékok rendeződését.
Bejövő = a rúd hosszirányú alakváltozása keresztmetszet és hossz szerint egységnyi erő hatására.
Az egységnyi erő a talaj feszültségét okozza a támasz alatt, mivel a tartó a talajnyomást olyan területről érzékeli, amely egyenlő a bélésgyűrűk szélességének és a támasztóágy hosszának szorzatával, ami egyenlő a szomszédos távolságok összegének felével. támogatja.
Támogatási tervezet,
ahol a rugalmas ellenállási együttható (változható a bélés kontúrja mentén), a merevségi jellemző, amely a rugalmas ellenállási együttható változása miatt különböző támasztékoknál eltérő lehet
Hol és vannak a fő rendszert támogató erők.
A rakomány mozgásának meghatározásához az erőket a fő rendszerben a terhelés hatására fellépő erők váltják fel.
A főrendszerben a terhelésből és az egyes nyomatékokból származó erőket úgy határozzuk meg, hogy a csuklópántos rúdlánc azon csomópontjait, amelyeken a háromcsuklós ív nyugszik, egymás után kivágjuk, figyelembe véve egyensúlyi feltételeiket.
31. Számítási diagram eltolásos módszerrel.
Az alagút bélés a környező rugalmas közeggel együttműködve összetett szerkezet, amely statikailag többszörösen határozatlan. A bélésszelvényekben fellépő erők meghatározására általában közelítő módszereket alkalmaznak, amelyek lehetőségei a számítógépes tervezés gyakorlati bevezetésével jelentősen megnőttek.
A legelterjedtebb a Metroproekt mérnökei által 1936-ban javasolt módszer, amely egy adott rendszer tervezési sémává alakításán alapul, a következő feltevések bevezetésével:
A bélés sima körvonalát szaggatott vonal (beírt sokszög), a bélés merevségének folyamatos változását lépcsőzetes váltja fel, és a sokszög mindkét oldalán a bélés merevségét állandónak tételezzük fel. ;
A bélésre ható megosztott aktív terheléseket a sokszög csúcsaiban kifejtett erők váltják fel;
A folytonos rugalmas közeget a beírt sokszög csúcsaiban elhelyezett, a bélés külső felületére merőlegesen elhelyezett különálló rugalmas támasztékok váltják fel. Ha figyelembe vesszük a bélés és a talaj közötti súrlódási erőket, akkor a támasztékokat a súrlódási szög lefelé tereli. Ez egyenértékű azzal a feltételezéssel, hogy a rugalmas támaszték hosszának megfelelő területen (a beírt sokszög támasztékkal szomszédos oldalainak felezőpontjai közötti távolság) a rugalmas ellenállás intenzitása állandó, azaz a rugalmas ellenállás diagramja. lépcsős alakja van.
Amikor a függőleges terhelések dominálnak, a bélés alján fellépő súrlódási erők általában meghaladják azokat az erőket, amelyek a fal alját vízszintes irányban mozgatják. Ennek az elmozdulásnak a lehetetlenségét figyelembe veszik a tartó vízszintes merevségének bevezetésével a fal alapja szintjén.
A rugalmas támasztékok számának növelése csökkenti a tervezési modell eltérését a ténylegestől, és növeli a számítás pontosságát.
Az eltolásos módszerrel történő számításnál az ismeretlenek száma háromszorosára nő az erőmódszerhez képest, mivel a sokszög minden csúcsánál három elmozdulást kell meghatározni a bevezetett rögzítések irányában: szögletes, vízszintes és függőleges. A számítógép használata azonban lehetővé teszi, hogy ez a módszer sikeresen versenyezzen az erő módszerével. A rögzítésekben és így a kanonikus egyenletek együtthatóinak meghatározásának egyszerűsége és szabványosítása nagyban megkönnyíti a programozást és a közös megoldást. nagyszámú az egyenletek számítógépen nagy sebességgel és pontossággal végrehajthatók.
A saroknál merev beágyazású, rugalmas támaszokon lévő patkó alakú bélés tervezési diagramja egy feliratos sokszög, amelynek oldalainak végein rugalmas rugók találhatók, amelyek a szerkezet és a talaj kölcsönhatását jellemzik. A program biztosítja a rugók automatikus lekapcsolását, amelyek a szabad területre esnek.
A rugalmas rugók nélküli fő rendszert úgy kaptuk meg a tervezésből, hogy minden csomópontba a merev beágyazás kivételével három csatlakozást vezettek be, amelyek megakadályozzák a szög Dj, vízszintes D xés függőleges D nál nél elmozdulások.
Az ismeretlenek a csomópontok mozgásai, amelyek a bevezetett kapcsolatokban az erőt nullára csökkentik.
A sokszög minden csúcsához három kanonikus egyenlet szerkeszthető, amelyek hat ismeretlent tartalmaznak az 1. és 5. pontokhoz, és kilenc ismeretlent a közbülső pontokhoz.
Az 1. ponthoz:
r 11 z 1 + r 12 z 2 + r 13 z 3 + r 14 z 4 + r 15 z 5 + r 16 z 6 = 0
r 21 z 1 + r 22 z 2 + r 23 z 3 + r 24 z 4 + r 25 z 5 + r 26 z 6 = 0
r 31 z 1 + r 32 z 2 + r 33 z 3 + r 34 z 4 + r 35 z 5 + r 36 z 6 = 0
ahol z 1 = Dj 1, z 2 = Dх 1, z 3 = Dу 1, z 4 = Dj 2, z 5 = Dх 2, z 6 = Dу 2.
A tervezési sémában szereplő rudak végei elmozdulásvektorainak ismeretében a szerkezeti mechanika képletei segítségével meg lehet határozni a belső erőket a csak a végeken terhelt rudakban.
Jellemzően a bélés talpa - 6. pont - függőlegesen mozoghat és foroghat, de vízszintes irányban mereven rögzítve van.
A saroktalpban az egyszeri elforgatás során fellépő reakciók, illetve a függőleges fekvés során egyenlőek k p I pÉs k p h p (l pÉs h p– a tehetetlenségi nyomaték és a sarokrész magassága; k p– a szennyeződés rugalmas ellenállási együtthatója a talpban).
A reakciómátrixok korrekcióinak bevezetése lehetővé teszi a bélés támasztó reakcióinak megfelelőségének figyelembevételét.
