sup  Eo   'h, min  uWhere:osup

sup  Eo   'h, min  u

Where:
osup required support pressure (kN/m2)
o’h,min minimal required horizontal soil stress (kN/m2) u waterpressure (kN/m2)
E0 applied pressure above the minimal pressure (kN/m2)

Besides the face support pressure a relative small mechanical force is necessary to facilitate the penetration of the cutting wheel. The total front force can be calculated as follows:

 2
Ff  sup Do ,m  Fmec
4

Where:
osup required support pressure (kN/m2)
Do,m outer shield diameter of the micro tunneling machine (m)
Fmec required mechanical force (kN)
Ff front force (kN)

This front force depends on the location of the micro tunneling machine on the drilling line and can be calculated for various locations along the drilling line.

3.5 Friction between pipeline and the borehole wall.
At the entry point, near the Pipe Thruster, the pipeline is pushed into the borehole. Assuming that the pipe is centered in the borehole, there is a distance over which the pipeline does not contact the borehole wall (figure 4).
geff



gap
L
Figure 4. The no-contact zone at the entry point.

The length over which no contact between the bore hole wall and the pipe exists depends upon the stiffness and the effective weight of the pipeline (in the lubricant fluid) and can be calculated as follows:


 8EIwgap
4 ,
t  geff



geff  0

0 ,

geff  0


Where:

geff

 g  gopw


With:
gopw   • re 2 •  fl

Where:
re outer radius of the pipeline [m]
gopw upward force of the pipeline [kN/m]
g weight of the ballasted pipeline [kN/m] çfl unit weight of the lubricant fluid kN/m3] EI bending stiffness of the pipe [Nmm2]
wgap difference between the radius of the borehole and the pipe radius [mm]

Friction between the pipeline and borehole wall is in general modeled by multiplying the force that the pipeline exerts on the soil (perpendicular to the drilling line) by a friction coefficient. This friction calculation is used for the horizontal directional drilling method for many years [3]. The friction can be expressed as:

Lb
Fw  f3  q(s) ds
0

Where:
q the soil reaction perpendicular to the pipeline (kN) s the distance along the drilling line (m)
f3 the friction coefficient (-)
Lb total length of the borehole (m)

From horizontal directional drilling studies it appears that f3 = 0,2 is a common value [3]. The soil reaction q, can be positive or negative depending on whether the pipeline touches the upper or lower borehole wall.

In the curved section of the drilling line the soil reaction due to bending of the pipeline can be calculated:

2 2

qmax 
Where:

EI 
R

e /4

sin( )  0.3224 4

EI
R


 

qmax maximum soil reaction near the end of the bend [N/mm2]
k soil stiffness per length of pipeline. [N/mm2]
EI bending stiffness of the pipe [Nmm2]
R radius of the bend [mm]

The maximum soil reaction is used to determine the factor a:


a  , if a  1 then set a  1 .


The factor a is used to calculate the contribution of the soil reaction force in the curved section to the friction. The subsequent formula yields the friction at the beginning or the end of the curve:


Fbend 

f3 EI (0.85a 1.0903)(a 1)
R


As explained before the previous described forces have a strong interaction with each other. The so-called "capstan" forces in the curved sections of the drilling line should be taken into

account. The total frictional force, built-up in a curved section F end

can be calculated based
0

on the total fictional force at the beginning of the curved section Fp .


If eff p

then calculate the total friction force at the end of the bend using the following

equations:

Fend  c1  (F 0  c1 )e f3
f3 f3
c1   Do f2 R  f3 Rgeff

Where:
a angle at the beginning of the curve (radians)

If g R  F 0 (which is always the case if g is negative). Or after the result: g R  Fend ,

eff p

eff

eff p

then use the following equation to calculate the total friction force at the end of the curved section:

Fend  c1  (F 0  c1 )e f3
p  p 
c1   Do f2 R   Rgeff

The basic idea underlying these equations is that if the pipeline is buoyant, a thrust force will have the effect that the soil reaction (and soil-pipeline friction) is reduced. In case of a negative or small effective weight, a thrust force will increase the soil-pipeline friction.

3.6 Friction due to buckling of the pipe.
The thrust force necessary to overcome the frictional forces may increase to a high level, so that buckling of the pipeline can occur. The buckling process is shown in figure 5 and is dependent on the stiffness of the pipe. The stiffness of the pipe is in turn dependent on the material of the pipeline and the combination of outer diameter and wall thickness [6].

Figure 5. The buckling process.

In case the number of buckling modes in the pipeline and the thrust force F are known, the total contact force can be calculated. For the determination of

Kết quả (Việt) 1:

SUP  Eo đột □ ' h, min đột uỞ đâu:osup yêu cầu hỗ trợ áp lực (kN/m2)o'h, min tối thiểu yêu cầu ngang đất căng thẳng (kN/m2) u waterpressure (kN/m2)E0 áp dụng áp lực trên áp suất tối thiểu (kN/m2)Bên cạnh đó áp lực hỗ trợ mặt một lực lượng cơ khí nhỏ tương đối là cần thiết để tạo thuận lợi cho sự xâm nhập của các bánh xe cắt. Lực lượng trước tất cả có thể được tính như sau: 2FF  sup làm, m đột Fmec4Ở đâu:osup yêu cầu hỗ trợ áp lực (kN/m2)Làm, đường kính ngoài shield m của đường hầm máy vi (m)Fmec yêu cầu lực lượng cơ khí (kN)FF mặt quân (kN)Lực lượng mặt trận này phụ thuộc vào vị trí của đường hầm máy vi trên dòng khoan và có thể được tính cho các địa điểm khác nhau dọc theo đường khoan.3.5 các ma sát giữa đường ống và giếng khoan tường.Tại thời điểm nhập cảnh, gần Thruster đường ống, đường ống được đẩy vào giếng khoan. Giả sử các đường ống tập trung ở giếng khoan, là có một khoảng cách mà các đường ống dẫn không liên lạc với giếng khoan tường (hình 4).Geffkhoảng cáchLHình 4. Liên hệ số khu vực tại thời điểm nhập cảnh.Chiều dài mà không có liên hệ giữa bức tường lỗ nòng và đường ống tồn tại phụ thuộc vào độ cứng và giảm cân hiệu quả của các đường ống dẫn (trong chất lỏng nhớt) và có thể được tính như sau:  8EIwgap4,t  geff Geff  0 0, Geff  0 Ở đâu: Geff G   gopw Với:gopw   • re 2 •  fl Ở đâu:Re bên ngoài bán kính của đường ống dẫn [m]gopw lực lượng trở lên của các đường ống dẫn [kN/m]g trọng lượng đường ống ballasted [kN/m] çfl đơn vị trọng lượng chất lỏng nhớt kN/m3] EI độ cứng uốn ống [Nmm2]wgap sự khác biệt giữa bán kính của giếng khoan và bán kính ống [mm]Ma sát giữa đường ống và giếng khoan tường nói chung là mô hình bằng cách nhân lực tạo nên các đường ống dẫn trên đất (vuông góc với dòng khoan) bởi một hệ số ma sát. Tính toán ma sát này được sử dụng để định hướng ngang khoan phương pháp trong nhiều năm [3]. Ma sát có thể được biểu thị dưới dạng:LbFw  f3  q(s) ds0Ở đâu:q phản ứng đất vuông góc với đường ống (kN) s khoảng cách dọc theo đường khoan (m)F3 hệ số ma sát (-)Lb tổng chiều dài của giếng khoan (m)Từ nghiên cứu khoan định hướng ngang, nó xuất hiện rằng f3 = 0,2 là một giá trị phổ biến [3]. Đất cho q phản ứng, có thể được tích cực hay tiêu cực tùy thuộc vào cho dù các đường ống dẫn chạm vào các bức tường phía trên hoặc dưới giếng khoan.Trong phần cong của đường khoan đất phản ứng do uốn của các đường ống dẫn có thể được tính:2 2 qmax Ở đâu: EI R e /4 tội lỗi ()  0.3224 4 EIR  phản ứng tối đa đất qmax gần cuối của bend [N/mm2]k đất cứng cho chiều dài của đường ống. [N/mm2]EI uốn độ cứng của ống [Nmm2]Bán kính R của bend [mm]Phản ứng của đất tối đa được sử dụng để xác định các yếu tố a:một , nếu một  1 sau đó đặt một  1.Các yếu tố một được sử dụng để tính toán sự đóng góp của lực lượng phản ứng đất trong phần cong đến ma sát. Công thức tiếp theo sản lượng ma sát ở đầu hoặc cuối của đường cong: Fbend  F3 EI (0.85a 1.0903)(a 1)R Như đã giải thích trước khi trước đó được mô tả lực lượng có một sự tương tác mạnh mẽ với nhau. Lực lượng của cái gọi là "tang" trong các phần cong của đường khoan nên được đưa vào tài khoản. Lực ma sát tất cả, xây dựng lên trong một kết thúc cong phần F có thể được tính toán dựa trên0 trên tổng số nhân lực tại đầu của phần cong Fp. Nếu eff p sau đó tính toán lực lượng tất cả ma sát ở phần cuối của bend sử dụng sau đây phương trình:Chống  c1 đột (F 0  c1) e f3F3 f3C1   Do f2 R đột f3 RgeffỞ đâu:một góc tại đầu của đường cong (radian)Nếu g R  F 0 (mà luôn luôn là trường hợp nếu g là tiêu cực). Hoặc sau khi kết quả: g R  lo liệu, EFF p EFF EFF p sau đó sử dụng phương trình sau đây để tính toán các lực lượng tất cả ma sát ở phần cuối của phần cong:Chống  c1 đột (F 0 đột c1) e f3p  p C1   Do f2 R   RgeffÝ tưởng cơ bản tiềm ẩn của các phương trình là nếu đường ống nổi, một lực đẩy sẽ có hiệu lực mà đất ứng (và ma sát đất đường ống) là giảm. Trong trường hợp của một trọng lượng hiệu quả tiêu cực hoặc nhỏ, một lực đẩy sẽ làm tăng ma sát đất đường ống.3.6 các ma sát do sự oằn của ống.Lực đẩy cần thiết để vượt qua lực ma sát có thể tăng lên đến một mức độ cao, do đó sự oằn của các đường ống dẫn có thể xảy ra. Quá trình buckling sẽ được hiển thị trong hình 5 và phụ thuộc vào độ cứng của đường ống. Độ cứng của các đường ống là lại phụ thuộc vào các tài liệu của các đường ống và sự kết hợp của đường kính ngoài và chiều dày tường [6].Hình 5. Quá trình buckling.Trong trường hợp số lượng oằn chế độ trong các đường ống và lực đẩy lực F được biết đến, lực lượng liên lạc tất cả có thể được tính. Đối với việc xác định

Kết quả (Việt) 2:

sup    Eo 'h, min  u

đâu:
osup cần áp lực hỗ trợ (kN / m2)
o'h, căng thẳng đất phút tối thiểu cần thiết ngang (kN / m2) u waterpressure (kN / m2)
E0 áp dụng áp lực trên áp tối thiểu (kN / m2)

Bên cạnh những áp lực hỗ trợ khuôn mặt của một lực cơ học tương đối nhỏ là cần thiết để tạo điều kiện cho sự xâm nhập của các bánh xe cắt. Tổng lực lượng phía trước có thể được tính như sau:

 2
ff  sup Do, m  Fmec
4

đâu:
osup cần hỗ trợ áp lực (kN / m2)
Đỗ, m bên ngoài đường kính lá chắn của máy đào hầm vi (m)
Fmec yêu cầu cơ khí lực (kN)
FF lực trước (kN)

lực lượng phía trước này phụ thuộc vào vị trí của các máy đào hầm vi trên dòng khoan và có thể được tính toán cho các địa điểm khác nhau dọc theo đường khoan.

3.5 ma sát giữa đường ống và các bức tường lỗ khoan.
Tại mục điểm, gần ống Thruster, đường ống được đẩy vào các lỗ khoan. Giả sử rằng các đường ống là trung tâm trong các lỗ khoan, có một khoảng cách trên mà các đường ống dẫn không liên hệ với các bức tường lỗ khoan (hình 4).
Geff



khoảng cách
L
Hình 4. Các khu vực không có tiếp xúc tại các điểm nhập cảnh.

Chiều dài hơn mà không có liên lạc giữa các bức tường lỗ khoan và đường ống tồn tại phụ thuộc vào độ cứng và trọng lượng hiệu quả của đường ống (trong chất lỏng bôi trơn) và có thể được tính như sau:


 8EIwgap
4,
t  geff



geff  0

0,

geff  0


trong đó:

geff

 g  gopw


với:
gopw   • tái 2 •  fl

đâu:
tái bán kính ngoài của ống [m]
gopw lực đi lên của đường ống [kN / m]
g trọng lượng của đường ống với ballast [ kN / m] đơn vị CFL trọng lượng của chất lỏng bôi trơn kN / m3] EI uốn độ cứng của ống [Nmm2]
sự khác biệt wgap giữa bán kính của lỗ khoan và bán kính đường ống [mm]

ma sát giữa các đường ống và các bức tường lỗ khoan là nói chung được mô hình hóa bằng cách nhân lực mà các đường ống dẫn tác động lên đất (vuông góc với dòng khoan) với hệ số ma sát. Tính ma sát này được sử dụng cho các phương pháp khoan định hướng ngang trong nhiều năm [3]. Ma sát có thể được thể hiện như:

Lb
Fw  f3 q  (s) ds
0

Trong đó:
q phản ứng đất vuông góc với các đường ống dẫn (kN) là khoảng cách dọc theo đường khoan (m)
F3 hệ số ma sát (-)
Lb tổng chiều dài của các lỗ khoan (m)

Từ các nghiên cứu khoan định hướng ngang có vẻ như f3 = 0,2 là một giá trị chung [3]. Các q phản ứng của đất, có thể là tích cực hoặc tiêu cực tùy thuộc vào việc các đường ống chạm vào bức tường lỗ khoan trên hoặc thấp hơn.

Trong phần cong của đường khoan phản ứng đất do uốn của đường ống có thể được tính:

2 2

Qmax 
Trong đó:

EI 
R

e / 4

sin ()  0,3224 4

EI
R


 

phản ứng đất tối đa Qmax gần cuối khúc uốn [N / mm2]
k độ cứng đất mỗi chiều dài của đường ống. [N / mm2]
EI uốn độ cứng của ống [Nmm2]
R bán kính uốn cong [mm]

Phản ứng đất tối đa được sử dụng để xác định các yếu tố một:


một , nếu một  1 sau đó thiết lập một  1.


Các yếu tố một được sử dụng để tính toán sự đóng góp của lực lượng phản ứng đất trong phần cong ma sát. Công thức tiếp theo mang lại sự ma sát ở đầu hoặc cuối của đường cong:


Fbend 

f3 EI (0.85a 1.0903) (a 1)
R


Như đã giải thích trước khi các lực lượng được mô tả trước đây có một sự tương tác mạnh mẽ với nhau. Cái gọi là "tời" lực lượng trong các phần cong của đường khoan nên được đưa vào

tài khoản. Tổng lực ma sát, xây dựng lên trong một phần cong F cuối

có thể được tính toán dựa trên
0

trên tổng số lực lượng hư cấu ở phần đầu của phần cong Fp.


Nếu eff p

sau đó tính tổng lực ma sát vào cuối uốn cong bằng cách sử dụng sau

phương trình:

Chống đỡ   c1 (F 0  c1) e f3
f3 f3
c1   làm f2 R  f3 Rgeff

đâu:
một góc ở đầu của đường cong (radian)

Nếu g R  F 0 (đó là luôn luôn như vậy nếu g là âm). Hoặc sau khi kết quả: g R  lo liệu,

eff p

eff

p eff

sau đó sử dụng các phương trình sau đây để tính toán tổng số lực ma sát ở phần cuối của phần cong:

Chống đỡ   c1 (F 0  c1) e f3
p  p 
c1   làm f2 R   Rgeff

ý tưởng căn bản các phương trình này là nếu đường ống là nổi, một lực đẩy sẽ có tác dụng là phản ứng của đất (đất và đường ống ma sát) được giảm. Trong trường hợp của một trọng lượng tiêu cực hay nhỏ có hiệu quả, một lực đẩy sẽ làm tăng ma sát đất đường ống.

3.6 ma sát do oằn của đường ống.
Các lực đẩy cần thiết để khắc phục ma sát lực lượng có thể tăng lên đến một mức độ cao, do đó oằn của các đường ống có thể xảy ra. Quá trình oằn được thể hiện trong hình 5 và là phụ thuộc vào độ cứng của đường ống. Độ cứng của ống là lần lượt phụ thuộc vào vật liệu của các đường ống và sự kết hợp của đường kính ngoài và độ dày [6].

Hình 5. Quá trình oằn.

Trong trường hợp số lượng các chế độ oằn trong các đường ống và lực đẩy F được biết, tổng số lực lượng liên lạc có thể được tính toán. Đối với việc xác định