Требования к расстояниям между дождеприемниками ливневой канализации городских дорог и улиц



В статье выполнен обзор и анализ условий работы дождевой канализации городских дорог и улиц. Показано, что отсутствие канализации или неверный расчет расстояний между дождеприемными устройствами приводит к увлажнению грунтов и дискретных материалов оснований дорожных одежд, вследствие чего увеличивается интенсивность пластического деформирования и снижается сопротивление сдвигу. Установлено влияние толщины слоя, стекающей с покрытия дождевой воды и параметров шероховатости покрытия, на величину коэффициента сцепления. Разработан метод расчета расстояний между дождеприемниками, при которых в период дождя обеспечивается требуемый по условиям безопасности движения коэффициент сцепления шины с мокрым покрытием. Даны рекомендации по применению системы поверхностной ливневой канализации лоткового типа со сплошным и точечным сбором воды с покрытия.

Ключевые слова: ливневая канализация, городская дорога, коэффициент сцепления шины с покрытием, лоток, дождеприемник.

Отсутствие системы ливневого водоотвода или неверный расчет расстояний между дождеприемниками приводит к целому ряду негативных последствий:

1. При неправильном расчете расстояний между дождеприемными устройствами, то есть если фактическое расстояние между ними превышает требуемое, путь дождевой воды до дождеприемника больше необходимого. В период дождя это приводит к увеличению глубины слоя воды, стекающего покрытия. При одной и той же скорости движения автомобиля коэффициент сцепления шины с покрытием тем меньше, чем больше глубина воды в пределах пятна контакта [1–4]. Таким образом, в период дождя верно рассчитанные расстояния между дождеприемными устройствами являются гарантией обеспечения безопасности движения.
2. Дождевая вода через дефекты, имеющиеся в покрытии, проникает в основание дорожной одежды, которое, как правило, устраивается из дискретных материалов, через частицы песка и зерна щебня вода попадает в земляное полотно и увлажняет грунты. При увлажнении связных грунтов их параметры прочности и деформируемости уменьшаются [5], что приводит к негативным последствиям. Дело в том, что уменьшение угла внутреннего трения приводит к увеличению касательных напряжений в любом условии пластичности, параметры материала которого связаны с углом внутреннего трения [6–17]. Так как при увлажнении грунтов касательное напряжение возрастает, то безопасное давление, наоборот, уменьшается [18, 19]. Снижение параметров деформируемости приводит к увеличению пластических деформаций [20–23], которые могут в определенный момент эксплуатации превысить предельные глубины неровностей [24, 25], вследствие чего потребительские свойства дороги окажутся, не обеспечены. Увлажнение сыпучих и дискретных материалов приводит к формированию водных пленок между частицами и уменьшению числа контактов между ними. По этой причине пластические деформации в слоях из таких материалов возрастают [26–31]. Кроме того, вода попадает в микроповреждения, имеющиеся в структуре асфальтобетона, что негативно сказывается на параметрах этого материала в критериях прочности, применяемых для его расчета [32–34].

Таким образом, правильное размещение дождеприемных устройств по длине канализации позволяет решить задачи обеспечения требуемого коэффициента сцепления шины с покрытием и не допустить увлажнение материалов и грунтов дорожной конструкции. Отсюда следует актуальность работ направленных на совершенствование расчета расстояний между дождеприемниками.

Анализ экспериментальных результатов исследований М. В. Немчинова [35], позволил получить эмпирическую формулу для расчета коэффициента сцепления при различных скоростях движения, средней высоте выступов шероховатого мокрого покрытия, глубине стекающей с проезжей части воды. Подбор эмпирической формулы выполнен в два этапа. В начале аппроксимированы значения коэффициента сцепления в зависимости от параметров «активной» шероховатости. Активной шероховатостью считается часть средней высоты выступов покрытия, обуславливающая величину коэффициента сцепления шины с мокрым покрытием. Абсолютная «активная» средняя высота выступов определяется по формуле:

(1)

гдеRср — средняя высота выступов шероховатости покрытия, мм;hст — глубина слоя стока, мм.

Для анализа и построения приближающей функции использовали относительные значения «активной» средней высоты выступов, определяемые отношением удвоенных абсолютных значений к удвоенной предельной средней высоте выступов для гладких покрытий, а именно по формуле:

(2)

гдеRг(пр) — предельные значения средней высоты выступов для гладких покрытий, 0,5 мм.

Аппроксимация опытных данных выполнена семейством экспоненциальных функций, общий вид которых, описывается формулой:

(3)

где a и b — параметры модели, зависящие от скорости движения.

Приближение коэффициентов эмпирической формулы (3) выполнено методом полиномиальной регрессии. При аппроксимировании постоянных коэффициентов скорость движения задавалась относительными величинами, определяемыми отношением абсолютной скорости движения к основной максимально допускаемой ГИБДД скорости движения по дорогам общего пользования.

В результате выполненного математического анализа получена эмпирическая формула для определения коэффициента сцепления от скорости движения, средней высоты выступов и глубины стекающей с покрытия воды.

(2.41)

где  и мах — фактическая и основная максимальная допускаемая ГИБДД (90 км/ч) скорость движения по дорогам общего пользования, км/ч.

Наглядную картину об изменение коэффициента сцепления, вычисляемого по формуле (3) при вариации активной средней высоту выступов и скорости движения дают результаты расчета, представленные на рис. 1. Из анализа этого рисунка следует, что:

 При относительно малых скоростях движения и при увеличении активной средней высоты выступов шероховатости коэффициент сцепления шины с покрытием уменьшается. Это укладывается в экспериментальные данные [35]. Отметим, что при таких условиях эксплуатации коэффициент сцепления превышает требуемые значения, следовательно, безопасность движения обеспечивается.

 При увеличении скорости движения до 60 км/ч и более увеличение активной средней высоты выступов шероховатости приводит к увеличению коэффициента сцепления шины с покрытием, что также согласуется с данными экспериментов [35]. Отсюда следует, что при определенной активной средней высоте выступов шероховатости коэффициенты сцепления могут быть обеспечены в результате увеличения параметров шероховатости или уменьшения толщины стекающей с покрытия воды.

Рис. 1. Результаты расчета коэффициента сцепления по формуле (3): 1–9 — соответственно при скорости движения 40; 50; 60; 70; 80; 90; 100; 110 и 120 км/ч

Для проверки адекватности формулы (3) нами выполнены эксперименты, в ходе которых проведены измерения коэффициента сцепления шины с покрытиями разной шероховатости при различной глубине воды, подливаемой под имитатор шины прибора ППК-МАДИ. Показания этого прибора соответствуют показаниям мобильного прибора контроля равности и сцепления ПКРС-2У при скорости его движения 60 км/ч. Поэтому по формуле (3) вычислялись коэффициенты сцепления для относительной скорости 60/900,67. При выполнении эксперимента на покрытии размещались деревянные рамки, в которые устанавливались имитаторы ППК-МАДИ. Рамки необходимы для удерживания на покрытии воды, подаваемой под имитатор. Поэтому рамки крепились на покрытии при помощи алебастра, который ликвидировал зазор между рамкой и покрытием. После высыхания алебастра, под имитатор подавалась вода. Далее при помощи гребешка, применяемого для измерения толщины красок, используемых для нанесения горизонтальных дорожных разметок, измеряли глубину воды. После этого производили испытания, строго следуя инструкции к ППК-МАДИ. Наглядное представление о выполненном эксперименте и использованном нами приборе дают рис. 2 и рис. 3.

Рис. 2. Общий вид ППК-МАДИ и деревянных рамок, закрепленных алебастром на покрытии

Рис. 3. Общий вид воды под имитатором ППК-МАДИ (фото сделано перед сбросом груза)

Уравнение (3) можно решить относительно глубины слоя стока, а если в полученном выражении принять вместо коэффициента сцепления его требуемое значение, а вместо скорости движения ее допустимое значение, то получим:

(4)

Из анализа (4) следует, что шероховатым покрытиям с различной средней высотой выступов при требуемых скоростях движения и требуемом коэффициенте сцепления соответствует строго определенная критическая глубина слоя стока. Анализа работы М. В. Немчинова [35] показывает, что для определения глубины слоя стока можно воспользоваться формулой:

(5)

где а — интенсивность дождя мм/мин; L — длина участка стекания воды; п — коэффициент гидравлической шероховатости;iпр,iп и i — соответственно продольный, поперечный уклон проезжей части и уклон стока; b — кратчайшее расстояние от точки определения глубины до оси проезжей части, мм; Rср — средняя высота выступов шероховатости; к — коэффициент, принимаемый равным при измерении уклонов в % к=10, а при измерении уклона в о/оок=31,6228.

Для оценки достоверности зависимости (5) выполнен эксперимент, описанный в работе [36], в ходе выполнения которого во время дождя произведено измерение глубины слоя стока в различных точках по длине стекания воды.

Зависимость (5) можно использовать для расчета критической глубины слоя стока, которая имеет место в определенной точке длины слоя стока. Расстояние от водораздела до точки с критической глубиной назовем критической длиной слоя стока и обозначим Lкр. Тогда критическую глубину найдем по формуле:

(6)

Так как формулы (4) и (6) позволяют определять одну и ту же величину, а граничные условия, то между этими уравнениями можно положить тождество. Тогда решив уравнение относительно критической длины слоя стока, получим:

(7)

(8)

Из анализа расчетных схем следует, что расстояние между дождеприемными колодцами выражается через длину слоя стока. Тогда для дождеприемников, расположенных по обе стороны от водораздела расстояние между ними находится формуле:

(9)

где В — расстояние от оси до центра дождеприемного колодца по перпендикуляру, которое условно можно принять равным кратчайшему расстоянию b, мм.

Для дождеприемных устройств, расположенных по одну сторону от водораздела расстояние найдем по формуле

(10)

С учетом формулы (7) зависимости (9) и (10) примут вид:

(11)

На рисунке 5 приведены результаты расчета расстояний между дождеприемными устройствами по второй расчетной схеме для 5-го ливневого района. Из анализа этого рисунка следуют рекомендации о конструкции дождевой канализации, согласно которым в зависимости от скорости движения и параметров шероховатости покрытия она может быть выполнена в виде:

1. Глубинного водоотвода, но с сравнительно малыми расстояниями между дождеприемными колодцами 20–30 мм.
2. Поверхностного водоотводы из закрытых лотков, в которых для попадания в лоток воды устроены отверстия.
3. Поверхностного водоотводы из лотков накрытых дождеприемными решетками, обеспечивающими сток воды по всей длине лотка.

Применяя эти конструкции и рассчитывая по формулам (11) расстояния между дождеприемниками или определяя это расстояние графически по рис. 5, а для других ливневых районов по подобным этому рисунку графикам, можно обосновано выбрать конструкцию водоотвода и запроектировать ее так, что коэффициент сцепления будет обеспечен даже в период дождя.

Рис. 4.

Литература:

1. Александров А. С., Александрова Н. П., Семенова Т. В. О проектировании шероховатости дорожных покрытий и дождевой канализации по условиям безопасности движения // Автомобильная промышленность. — 2008. — № 8 — с. 36–38.

2. Семенова Т. В. Обеспечение сцепных качеств мокрых шероховатых асфальтобетонных покрытий на улицах городов и сельских поселений // Вестник СибАДИ. — 2009. — № 11. — с. 36–42.

3. Александров А. С., Александрова Н. П., Семенова Т. В. Критерии проектирования шероховатых асфальтобетонных покрытий из условия обеспечения безопасности движения // Известия высших учебных заведений. Строительство. — 2009. — № 2. — с. 66–73.

4. Александров А. С., Семенова Т. В. Обеспечение сцепных качеств асфальтобетонных покрытий городских дорог и улиц при проектировании сети дождевой канализации // Вестник Московского государственного автомобильно-дорожного университета (МАДИ) — 2009. — № 2. — с. 29–32.

5. Калинин А. Л. Применение модифицированных условий пластичности для расчета безопасных давлений на грунты земляного полотна. // Инженерно-строительный журнал — 2013. № 4(39). — с. 35–45.

6. Александров А. С. Совершенствование расчета дорожных конструкций по сопротивлению сдвигу. Ч. 1. Состояние вопроса: монография. — Омск: СибАДИ, 2015. — 292 с.

7. Александров А. С. Совершенствование расчета дорожных конструкций по сопротивлению сдвигу. Ч. 2. Предложения: монография. — Омск: СибАДИ, 2015. — 262 с.

8. Чусов В. В. Перспективы применения эмпирических условий пластичности грунтов и определение их параметров при трехосных испытаниях грунтов // Вестник ВолГАСУ. — 2015. № 4(61). — с. 49–57.

9. Александров А. С., Долгих Г. В., Калинин А. Л. Применение критерия Друкера-Прагера для модификации условий пластичности // Наука и техника в дорожной отрасли. — 2013. № 2. — с. 26–29.

10. Александров А. С., Калинин А. Л. Совершенствование расчета дорожных конструкций по сопротивлению сдвигу. Часть 1. Учет деформаций в условии пластичности Кулона — Мора // Инженерно-строительный журнал. — 2015. № 7(59). — с. 4–17.

11. Александров А. С., Долгих Г. В. Калинин А. Л. Один из путей совершенствования расчета дорожных одежд по условию сопротивления сдвигу в грунте земляного полотна // Модернизация и научные исследования в транспортном комплексе. — Пермь: Пермский национальный исследовательский политехнический университет, 2013. — с. 9–22.

12. Александров А. С., Долгих Г. В. Калинин А. Л. Модификация критериев прочности сплошной среды для расчета грунтов земляного полотна по сопротивлению сдвигу // В сборнике: Архитектура. Строительство. Транспорт. Технологии. Инновации Материалы Международного конгресса ФГБОУ ВПО «СибАДИ». — Омск: СибАДИ, 2013. — с. 228–235.

13. Александрова Н. П., Семенова Т. В., Долгих Г. В. Совершенствование моделей расчета главных напряжений и девиатора в грунте земляного полотна // Вестник СибАДИ. — 2014. — № 2(36). с. 49–54.

14. Александров А. С. Один из путей расчета минимальных главных напряжений в грунтах земляного полотна / А. С. Александров // В сборнике:Архитектура. Строительство. Транспорт. Технологии. ИнновацииМатериалы Международного конгресса ФГБОУ ВПО «СибАДИ». — Омск, СибАДИ, 2013. — с. 217–228.

15. Александрова Н. П. Модифицированные модели для расчета главных напряжений в грунте земляного полотна // В сборнике: Архитектура. Строительство. Транспорт. Технологии. Инновации Материалы Международного конгресса ФГБОУ ВПО «СибАДИ». Омск, 2013. — с. 236–246.

16. Александров А. С., Александрова Н. П., Долгих Г. В. Модифицированные модели для расчета главных напряжений в дорожных конструкциях из дискретных материалов // Строительные материалы. — 2012. — № 10. — с. 14–17.

17. Александров А. С., Долгих Г. В. Юрьев Д. В. Расчет главных напряжений в слоях дорожной одежды из дискретных материалов // Транспортное строительство. — 2011. — № 7. — с. 17- 22.

18. Долгих Г. В. Расчет грунтов земляного полотна по критерию безопасных давлений // Вестник СибАДИ. — 2013. — № 6(34). — с. 43–49.

19. Александров А. С., Долгих Г. В., Калинин А. Л. О допускаемых давлениях на грунты земляного полотна и слои дорожной одежды // Наука и техника в дорожной отрасли. — 2012. № 2. — с. 10–13.

20. Васильев А. П., Коганзон М. С., Яковлев Ю. М. Предложения по учету остаточных деформаций при расчете дорожных одежд нежесткого типа // Наука и техника в дорожной отрасли. — 1997. — № 1. — с. 5–6.

21. Александров А. С. Моделирование деформационных процессов, протекающих в связных грунтах // Наука и техника в дорожной отрасли. — 2002. — № 4. — с. 16–19.

22. Александров А. С. Расчет пластических деформаций материалов и грунтов дорожных конструкций при воздействии транспортной нагрузки // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. — 2009. — № 2. — с. 3–11.

23. Александров А. С. Учет упруговязкопластических свойств связных грунтов при проектировании дорожных одежд: // Автореферат канд. техн. наук — Омск: СибАДИ, 2001, — 24 с.

24. Герцог В. Н., Долгих Г. В., Кузин В. Н. Расчет дорожных одежд по критериям ровности. Часть 1. Обоснование норм ровности асфальтобетонных покрытий // Инженерно-строительный журнал. — 2015. — № 5(57) — с. 45–57.

25. Александров А. С., Гордеева С. А., Шпилько Д. Н. О допускаемых и предельных значениях неровностей асфальтобетонных покрытий дорожных одежд жесткого типа // Автомобильная промышленность. — 2011. — № 2. — с. 31–35.

26. Александров А. С. Нелинейное пластическое деформирование материалов при воздействии повторных кратковременных нагрузок // Известия высших учебных заведений. Строительство. — 2008. — № 10. — с. 74–84.

27. Семенова Т. В., Гордеева С. А., Герцог В. Н. Определение пластических деформаций материалов, используемых в дорожных конструкциях // Вестник Томского государственного архитектурно-строительного университета. — 2012. — № 4(37). — с. 247–254.

28. Александров А. С. Применение теории наследственной ползучести к расчету деформаций при воздействии повторных нагрузок: монография. — Омск: СибАДИ, 2014. — 152 с.

29. Александров А. С., Киселева Н. Ю. Пластическое деформирование гнейс- и диабаз материалов при воздействии повторяющихся нагрузок // Известия высших учебных заведений. Строительство. — 2012. — № 6. — с. 49–59.

30. Семенова Т. В., Герцог В. Н. Пластическое деформирование материалов с дискретной структурой в условиях трехосного сжатия при воздействии циклических нагрузок // Вестник СибАДИ. — 2013. — № 1(29). — с. 68–73.

31. Александров А. С. Пластическое деформирование гранодиоритового щебня и песчано-гравийной смеси при воздействии трехосной циклической нагрузки // Инженерно-строительный журнал. — 2013. — № 4(39) — с. 22–34.

32. Александрова Н. П., Александров А. С., Чусов В. В. Модификация критериев прочности и условий пластичности при расчетах дорожных одежд // Вестник СибАДИ. — 2015. № 1(41). — с. 47–54.

33. Александрова Н. П., Александров А. С., Андреева Е. В. Проверка толщины монолитных слоев покрытий по модифицированному критерию Кулона-Мора, учитывающему микроповреждения структуры // Стандарт организации. Расчет дорожных одежд нежесткого типа дорог газовых промыслов Ямало-Ненецкого автономного округа по критериям прочности. — Омск: СибАДИ, 2014. — с. 49–51.

34. Александрова Н. П., Александров А. С., Чусов В. В. Учет поврежденности структуры асфальтобетона в критериях прочности и условиях пластичности // В сборнике:Политранспортные системыматериалы VIII Международной научно-технической конференции в рамках года науки Россия — ЕС. Новосибирск: СГУПС, 2015. — с. 219–225.

35. Немчинов М. В. Сцепные качества дорожных покрытий и безопасность движения автомобиля — М: Транспорт, 1985. — 231 с.

36. Александров А. С., Семенова Т. В. Экспериментальная оценка глубины слоя стока воды на асфальтобетонном покрытии в период дождя // Вестник СибАДИ — 2011. — № 21. — с. 29–35.