Метод проектирования подпорных стенок, применяемый датскими инженерами » Ремонт Строительство Интерьер

Электромонтаж Ремонт и отделка Укладка напольных покрытий, теплые полы Тепловодоснабжение

Метод проектирования подпорных стенок, применяемый датскими инженерами

07.07.2021

Этот метод носит чисто эмпирический характер. Он был предложен при следующих обстоятельствах. Около 50 лет назад при возведении набережных использовались почти исключительно деревянные сваи и шпунты. В итоге опыта строительства таких стенок, исчислявшегося десятилетиями, как выразился датский инженер Бринч Хансен, «были разработаны некоторые эмпирические правила, которые дают возможность получать надлежащие размеры этих сооружений». В 1898 г. датский профессор Теллер сделал категорическое заявление о том, что «на практике стенки набережных никогда не рассчитывались, а возводились в соответствии с установленными техническими условиями». Поверочные расчеты существовавших старых сооружений на основе теории Кулона показали, что действительные напряжения в элементах конструкций были «в 3—4 раза больше, чем обычно допускаемые для деревянных сооружений». Это приписывалось тому, что величины изгибающих моментов, действующих на шпунтовую стенку, были фактически меньшими, чем определенные расчетом, «из-за несоответствия характера давления грунта и его распределения по стенке в реальных условиях принятым расчетным допущениям».

Возможность того, что полученные результаты наблюдений можно было объяснить, используя величины коэффициентов запаса, меньшие, чем обычные, но тем не менее еще достаточные для обеспечения предельной устойчивости, по-видимому, формально не была оценена. Однако такую возможность нельзя не учитывать, так как обычно для деревянных конструкций принимают допускаемые напряжения с коэффициентом запаса, равным 5 или 6, причем при обычно используемых коэффициентах запаса 1,25—2 предельные напряжения остаются все же в 3—4 раза выше реально действующих в сооружениях. Такой коэффициент запаса будет все же достаточным для обеспечения устойчивости в таких сооружениях. Следует иметь в виду, что их устойчивость обеспечивается при достаточной средней прочности всех деревянных шпунтовых свай и не может быть потеряна при нарушении прочности только одной отдельной сваи.

Когда в начале настоящего столетия стали применять железобетон, условия, которые соответствовали принятым для деревянных стенок набережных, по выражению Бринча Хансена, «отвечали возможности определения надлежащих размеров железобетонных сооружений исходя из расчета стенок с учетом величины давления грунта, полученной по теории Кулона, но при допускаемых напряжениях, в 3—4 раза превосходящих принятые для обычных железобетонных конструкций». Такая аналогия между деревом и железобетоном представляется несколько рискованной, так как устанавливая для бетона и стали допускаемые напряжения, применяют обычно меньший коэффициент запаса, чем для дерева. Тем не менее в 1906 г. датской фирмой «Христиани и Нельсен» на основе этой аналогии был построен железобетонный причал в Аальборге, что явилось смелым экспериментом и в свете наших современных представлений довольно рискованным предприятием. Однако опыт оказался удачным — причал после более 40 лет удовлетворительной работы все еще находится в хорошем состоянии. В задаче 16.4 приводится поверочный расчет причала по методике, изложенной ранее и основанной на результатах экспериментов на моделях, которые были проведены в Принстоне. Из решения задачи 16.4 следует, что напряжения в шпунтовом ряду, показанном на рис. 16.20 слева (толщина 8,3 дюйма), весьма высоки, но тем не менее не исключают возможную устойчивость сооружения. Однако напряжения в правом шпунтовом ряду по рис. 16.20 оказываются в этом случае настолько высокими, что отсутствие разрушения можно объяснить только за счет некоторых дополнительных благоприятных факторов, смягчающих напряженное состояние в конструкции. К числу таких факторов могут быть отнесены: 1) разгружающее влияние деревянных свай, удерживающих анкеры; 2) возможность проявления незначительного «силосного» эффекта в горизонтальном направлении, т. е. горизонтально направленного арочного эффекта, особенно в условиях пригрузки; 3) разгружающее влияние естественного уплотненного грунта в толще склона за шпунтовой стенкой.

Следует отметить, что аальборгский причал является «недопроектированным» даже с точки зрения последних официальных датских норм для подобных сооружений. Эти нормы разработаны на основании соображений, отображенных на рис. 16.21. Эйлере при проверке устойчивости некоторых старых существующих причалов в Гамбурге (Германия) обнаружил, что в деревянной шпунтовой стенке AB, расположенной за давно существующими массивными разгрузочными платформами, напряжения, определенные с учетом закона распределения бокового давления грунта по Кулону, достигают 6000 фунт/дюйм2. Эйлере объясняет это образованием двух плоскостей сдвига AC и BD вместо одной плоскости BD, отвечающей теории Кулона. В результате между этими двумя плоскостями может возникнуть в толще песка арочный эффект, причем часть давления «по Кулону» будет передаваться от шпунтовой стенки AB к расположенной над ней разгрузочной платформе. В свете наших современных знаний эта концепция представляется реальной, так как шпунтовая стенка по типу, изображенному на рис. 16.21, имеет практически несмещаемые опоры, и большая часть грунта обратной засыпки, расположенной над верхней точкой опоры А, будет оставаться на месте до тех пор, пока на нее не приложится полная нагрузка. Эйлере не пытался оценить возникающее при этом изменение в характере распределения бокового давления грунта, но предложил принимать в таких случаях более высокие величины допускаемых напряжений.

Такая попытка была предпринята позже при составлении официальных технических условий Датского общества инженеров, что нашло отражение в рекомендованной форме эпюры распределения давления по стенке, показанной на рис. 10.38, а. Следует помнить, что эта эпюра получена не на основе данных каких-либо фактических измерений. Судя по заявлению, сделанному одним из авторов датских технических условий проф. Бреттингом, эта рекомендация для шпунтовых стенок с анкером базировалась на результатах наблюдений за проявлением арочного эффекта, проведенных применительно к туннелям, шахтам и котлованам с жестким недеформируемым креплением как в полевых, так и в лабораторных условиях. Как показал Чеботарев, такой подход к решению задачи ошибочен, так как шпунтовые с анкерами стенки не обладают, если только они не связаны с разгрузочными платформами, опорами, остающимися строго на месте. Датские технические условия не ограничивают возможность использования заключенных в них предложений применением только шпунтовых стенок с разгрузочными платформами типа, изученного Эйлерсом и показанного на рис. 16.21. Фактически не накладывается никаких ограничений в отношении как особенностей конструкций, так и условий воздействия рассматриваемых сооружений, хотя многие явились бы несомненно важными и полезными.

Основные величины для шпунтовых стенок с анкерами в соответствии с датскими техническими условиями и данными рис. 10.39, а устанавливаются из приводимых ниже эмпирических зависимостей.

Ордината q эпюры давления, приведенной на рис. 10.39, а, определяется по выражению

где q — величина отрезка;

L — длина шпунта в пределах AB на том же рисунке;

h — мощность эквивалентного слоя, включающего пригрузку и вес грунта, расположенного выше уровня заделки анкера, при его объемном весе;

pm — удельная равномерно распределенная нагрузка, эквивалентная по вызываемому ею изгибающему моменту в шпунте нагрузке от трапеции ADFB;

где n — отношение изгибающих моментов — отрицательного в уровне анкера к положительному в свае, действующему ниже этого уровня; модуль Юнга для материала шпунта; а — толщина стенки или для стального шпунта расстояние между крайними волокнами; o — допускаемое напряжение при изгибе; ф — угол естественного откоса грунта.

Исходя из теоретических соображений минимальная глубина t0 заделки шпунта в грунт оказывается равной 0,3 или 0,35 глубины Hw воды у стенки. Практически же эта глубина заделки D при коэффициенте запаса Fs=2 принимается: D =V2t0.

Применительно к эпюре распределения давления, указанной выше, изгибающие моменты и усилие в анкере AP при предварительном проектировании определяются из следующих приближенных зависимостей:

где +M2 — максимальный положительный изгибающий момент, исходя из которого рассчитывается шпунтовая стенка;

M0, A0, B0 — изгибающий момент и две реакции балки пролетом L, свободно опертой на опоры А и В и нагруженной по закону трапеции ADFB;

M1 — отрицательный изгибающий момент в уровне анкера;

А1 — составляющая реакции, равная площади эпюры выше уровня анкера;

q — ордината снижения давления, определяемая по выражению (16.15).

В одной из публикаций Датского общества инженеров И.А. Римштад сделал следующее заявление, касающееся всей методики с использованием выражений (16.15)—(16.19): «...этот метод, несмотря на значительную его сложность, должен рассматриваться как высосанный из пальца».

Строгое решение по перераспределению давления грунта, вызванному деформацией шпунтовой стенки, было предложено Одэ. Как показали испытания шпунтовой стенки, проведенные в Принстоне, полученная таким образом эпюра распределения давления оказывается справедливой только для тех случаев, когда возможность смещения точки опоры анкера полностью исключена. Такое положение обеспечить в полевых условиях практически невозможно, за исключением шпунтовых стенок у задней части разгрузочных платформ (рис. 16.21). Помимо этого метод справедлив только при минимальном заглублении Д приводящем к состоянию, близкому к нарушению устойчивости стенки. Этот метод сопряжен со сложными расчетами и не будет описываться далее.

Имя:*
E-Mail:
Комментарий: