искать
Геотехника

Строительство тоннеля по методу NATM в выветрелых коренных породах. Часть 1

Авторы
Антонио Бобет (Antonio Bobet)Лильская высшая инженерная школа Университета Пердью (США)
Тарцисио Селестино (Tarcisio B. Celestino)Политехническая школа Сан-Карлос Университета Сан-Паулу
Освальдо П.М. Витали (Osvaldo P.M. Vitali)Лильская высшая инженерная школа Университета Пердью (США)
Скоробагатько Константин ВладимировичРуководитель технического отдела MIDAS Россия и СНГ
ООО «МИДАС» / MIDAS ITСпонсор «ГеоИнфо»

Тоннели в городских условиях часто приходится прокладывать на небольшой глубине в мягких грунтах и под надземными или иными заглубленными конструкциями, а выемка ограничена минимально допустимыми деформациями грунта – все это усложняет проектирование и строительство. Новый австрийский метод прокладки тоннелей (NATM) широко и успешно применяется для выработки неглубоких тоннелей в городских районах со сложными условиями.

В данной статье мы постарались собрать информацию по вопросу на основе данных о строительстве тоннеля Параисо системы метро Сан-Паулу (Бразилия). Моделирование и расчет тоннеля были выполнены в 3D-постановке в программном комплексе midas GTS NX.

Перевод, адаптация и редактирование выполнены руководителем технического отдела MIDAS IT Россия и СНГ Константином Скоробогатько.

 

 

Массовый рост городов создает большой спрос на надежную подземную инфраструктуру. Тоннели в городских условиях часто приходится прокладывать на небольшой глубине в мягких грунтах и под надземными или иными заглубленными конструкциями, а выемка ограничена минимально допустимыми деформациями грунта – все это усложняет проектирование и строительство. Новый австрийский метод прокладки тоннелей (NATM) широко и успешно применяется для выработки неглубоких тоннелей в городских районах со сложными условиями.

Например, этот метод в комплексе с торкретированием по технологии Sprayed Concrete Lining (SCL) широко используется в крупных городах в тропических регионах. К сожалению, на данный момент проведено малое количество исследований для оценки деформаций в элювиальных грунтах, распространенных в тропических районах.

В данной статье мы постарались собрать информацию по вопросу на основе данных о строительстве тоннеля Параисо системы метро Сан-Паулу (Бразилия). Моделирование и расчет тоннеля были выполнены в 3D-постановке в программном комплексе midas GTS NX, предназначенном для решения геотехнических задач любого уровня. Расчеты включали трехмерный анализ с тщательным моделированием всей последовательности строительства.

Этот неглубокий тоннель, проложенный в глинистых породах, демонстрирующих широкий диапазон прочности и деформируемости, был хорошо задокументирован бразильскими авторами в ряде исследований. Подробный список авторов и исследований, вошедших в материал, вы найдете в конце статьи.

Результаты, приведенные в этой статье, предоставляют как качественные, так и количественные данные о деформациях грунта, вызванных применением NATM-метода прокладки тоннелей в элювиальных пористых грунтах, что может помочь проектировщикам и подрядчикам выбрать оптимальные методы крепи и возведения для минимизации деформаций грунтового основания.

 

Метод NATM и особенности тропических грунтов

Ключевые характеристики метода NATM включают в себя относительно простое исполнение, большую гибкость на этапе строительства и снижение затрат на реализацию проекта.

Процесс возведения тоннелей по этому методу может оказывать значительное влияние на деформации грунтового основания [10]. Прокладка тоннелей основана на частичной выемке поперечного сечения тоннеля для уменьшения деформации грунта [22,7]. Как правило, выемка начинается у свода, затем идет последовательно к уступной выемке и обратному своду [12]. Крепь тоннеля обычно усиливается набрызг-бетоном с помощью стальных ребер и стальных фибр или проволочной сетки. В городских районах тоннели могут продвигаться небольшими шагами выемки, а крепь устанавливается близко к забою. Во время строительства тоннеля выполняется наблюдение за деформацией грунтового основания и крепи, а полученные измерения сравниваются с показателями деформаций грунтового основания, прогнозируемыми при проектировании. Таким образом, тоннельную выемку и крепь можно оптимизировать во время строительства по мере появления новых данных.

В тропических регионах распространены латеритные (красные) или зрелые элювиальные грунты. Они могут быть сильно выветренными и обильно выщелоченными, поэтому коэффициент пористости может оказаться высоким, а структура грунта – неустойчивой и слабосвязанной [14]. Прокладка тоннелей в таких грунтах может привести к сильной деформации грунтового основания, что, в свою очередь, оказывает воздействие на надземные и близлежащие заглубленные сооружения.

Ортигау [18] и Маркес [19] в своих исследованиях сообщают, что во время выемки нескольких километров грунтов для строительства участка метро в Бразилиа (Бразилия) в выветрелых пористых грунтах произошли большие деформации грунта и осадка поверхности до 500 мм. Авторы также отметили необычное поведение в грунтах – вертикальные смещения сокращались по мере заглубления (осадка на поверхности грунта была больше, чем у свода тоннеля), что противоречит ожидаемому поведению. Соотношение осадки на поверхности и в своде тоннеля колеблется между 1,2 и 1,3. Такое поведение связывают со склонностью выветрелого пористого грунта к сминанию [16].

Большие деформации грунта наблюдались и во время возведения тоннеля Параисо в Сан-Паулу, проходка которого велась в выветрелом пористом грунте. В 2002 году Асеведо [2] выполнил 2D-расчет этого тоннеля при помощи модели Лейда, чтобы отобразить выветрелое пористое грунтовое основание. Параметры модели были откалиброваны по результатам лабораторных испытаний, проведенных Паррейра [19] на неповрежденных образцах. Авторы отметили, что деформации грунта вокруг тоннеля лучше прогнозируются при помощи модели Hardening Soil, а не Mohr-Coulomb.

В 2011 году этот тоннель был изучен Альмейда э Соуза [19], который отметил, что мульда просадки не была хорошо отражена эмпирической кривой Гаусса, тогда как кривая текучесть-плотность, предложенная авторами Селестино и Руисом [5], точно соответствует натурным исследованиям. Альмейда э Соуза [19] провел 3D-расчет тоннеля с использованием модели состояния Лейда по параметрам, откалиброванным Паррейра [19], и авторы добились убедительного совпадения численных результатов с данными натурных исследований и показали, что для правильного воспроизведения деформаций вокруг тоннеля следует использовать нелинейную механическую модель. Альмейда э Соуза [19] доказал, что при расчете в 2D невозможно зафиксировать сложные траектории напряжений вблизи забоя. Радиальные напряжения по периметру тоннеля увеличиваются перед забоем, уменьшаются до нуля на незакрепленном пролете и увеличиваются за крепью тоннеля [4], а вблизи забоя мобилизуются осевые касательные напряжения, которые могут оставаться мобилизованными далеко за забоем [15]. Мобилизация осевых касательных напряжений вблизи забоя, обусловленная свойствами грунта, приводит к вращению основных направлений напряжений [8]. Как отмечает Моллер [20], попытки сопоставить методы 2D-расчета с 3D-расчетом показали, что «коэффициент снятия напряжений» существенно меняется в зависимости от объекта и от последовательности этапов возведения тоннеля.

Несмотря на большой спрос на тоннели мелкого заложения в выветрелых пористых грунтах, подверженных сильным деформациям, на данный момент проведено недостаточно исследований, посвященных изучению деформаций грунта, вызванных тоннелированием.

Тоннель Параисо был проанализирован в 3D-постановке с использованием модели HS. Получено убедительное совпадение численных результатов с данными натурных исследований. Затем модель использовалась для изучения эффектов на стадии возведения и оценки их влияния на деформацию грунта и устойчивость забоя. Несмотря на то, что количественные результаты зависят от той или иной задачи, качественные выводы: эффективность полной выемки грунта в сравнении с частичной выемкой грунта забоя, длина незакрепленного пролета и жесткость крепи – являются общими и могут быть экстраполированы на разные сценарии и проекты.

 

Обзор проекта: тоннель Параисо

Строительство тоннеля было завершено в 1991 году. Подробная информация об этом тоннеле предоставлена в работе Паррейра [19].

На рисунке представлено поперечное сечение тоннеля и последовательность выемки. Поперечное сечение имело эллипсоидальную форму шириной 11,6 м и высотой 8,5 м. Выемка была выполнена в три этапа: (1) свод, (2) уступная выемка и (3) обратный свод. Выемка свода проводилась захватками по 1,6 м. Для повышения устойчивости забоя сохранили уступную выемку. Сразу после выемки свода установили два комплекта стальных ребер, расположенных с шагом 0,8 м, а на стену тоннеля нанесли слой набрызг-бетона толщиной 0,2 м. Выемку обратного свода проводили в 4,8 м от забоя, продвигаясь захватками по 1,6 м.

Слой набрызг-бетона толщиной 0,2 м, армированного проволочной сеткой, распыляли на обратный свод тоннеля. Позже установили вторичную крепь из железобетона толщиной 0,15 м.

 

Рис. 1. Поперечное и продольное сечение тоннеля Параисо
Рис. 1. Поперечное и продольное сечение тоннеля Параисо

 

Геотехническое исследование территории выявило наличие тонкого слоя техногенного грунта (полигон твердых отходов), слоя элювиальной красной пористой глины, слоя элювиальной пестроцветной глины и слоя очень плотного глинистого песка. На границе между красной и пестроцветной глиной был обнаружен водоносный горизонт. Красная глина оказалась неводонасыщеной, и при возведении тоннеля водопритока не наблюдалось. По этой причине понижение уровня грунтовых вод не проводилось.

На рисунке 2 представлены инженерно-геологические условия и расположение контрольно-измерительной аппаратуры тоннеля. В расчете рассмотренного поперечного сечения красная глина составляла 12 м толщины, пестроцветная глина – 10,6 м толщины. Описанные грунтовые условия были такими же, как и принятые в работах Асеведо [2] и Альмейда э Соуза [1] для проведения расчета. Свод тоннеля расположен на 7,6 м ниже поверхности, и выемка велась в красной глине, а выемка обратного свода проводилась в пестроцветной глине. Во время земляных работ велось наблюдение за деформациями грунтового основания и крепи. Расчеты осадки измерялись при помощи реперов. Вертикальные перемещения над сводом замеряли при помощи вертикальных экстензометров, а горизонтальные перемещения вблизи обратного свода – при помощи инклинометра. Деформации в крепи из набрызг-бетона замеряли на своде и по периметру тоннеля. На рисунке 2 схематично представлена используемая контрольно-измерительная аппаратура.

 

Рис. 2. Инженерно-геологические условия и контрольно-измерительная аппаратура тоннеля
Рис. 2. Инженерно-геологические условия и контрольно-измерительная аппаратура тоннеля

 

Калибровка модели грунтового основания

Геотехнические свойства элювиальной красной пористой глины широко изучены – грунт классифицируется как латеритовый или зрелый выветрелый. Его характеризует сильная степень выветрелости и выщелачивания, высокий коэффициент пористости и нестабильный состав. В 1990 году была обнаружена зависимость поведения этих грунтов от их состава [14], а годом позже Паррейра [19] провел комплексные лабораторные испытания на образцах глины с места выемки. Ненарушенные блоки грунта были взяты на глубинах 3,5 и 6,5 м. В таблице 1 приведены свойства грунта, полученного из монолитных образцов и значения, собранные из работы Массад [17]. Соответствующие связи образцов грунта на глубине 3,5 и 6,5 м аналогичны и находятся в пределах диапазона ожидаемых значений элювиальной красной пористой глины Сан-Паулу.

 

Таблица 1. Свойства выветрелой красной пористой глины Сан-Паулу по данным, составленным по неповрежденным блокам с места прокладки тоннеля Параисо

 

Следует обратить внимание на то, что грунты не водонасыщенные. Как отмечает Паррейра [19], если содержание воды увеличивается, то грунтовая структура разрушается, создавая большие объемные деформации.

 

На рисунке 3 представлены максимальное касательное напряжение сдвига q = (σ1 — σ3)/2 и объемные деформации с осевой деформацией, полученные в результате трехосных нагрузочных испытаний грунта и трехосных испытаний на разгрузку. Также представлены результаты откалиброванной механической модели (Модель упрочняющегося грунта [20]). Откалиброванная механическая модель соответствует экспериментальным данным. Для трехосных испытаний на сжатие грунт деформируется по гиперболической кривой соотношения напряжений и деформаций с разрушением при приблизительно 20% осевой деформации. Примечательно наблюдение о том, что начальная жесткость элювиальной красной пористой глины уменьшается по мере увеличения эффективного давления с 25 до 98 кПа [19]. Такое поведение считалось неожиданным в обычных грунтах, но в данном случае его связывали со структурой грунта. Модель упрочняющегося грунта могла улавливать объемные деформации. Они были слабо зависимы от эффективного давления. Объемные деформации в трехосных испытаниях оказались значительными, до 12%, что было ожидаемо для выветрелых пористых грунтов из-за высокого коэффициента пористости и нестабильной структуры. С помощью механической модели удалось воспроизвести амплитуду объемных деформаций до осевой деформации, составляющей около 10%, после чего модель слегка занизила показатели объемных деформаций.

 

Рис. 3. Экспериментальные данные и численное моделирование трехосных испытаний. (а) Трехосная сжимающая нагрузка при 25, 49 и 98 кПа эффективного давления и (б) трехосная сжимающая разгрузка для вертикального напряжения 98 кПа. σh представляет собой горизонтальное напряжение, σv – вертикальное напряжение, εv – объемную деформацию, а εax – осевую деформацию.

 

Для трехосных испытаний при разгрузке экспериментальные результаты показали начальное квазилинейное увеличение максимального касательного напряжения с осевыми деформациями до 0,2%. Затем, при осевых деформациях, максимальные касательные напряжения немного увеличились. Модель упрочняющегося грунта смогла воспроизвести это поведение, а что касается объемных деформаций, то модель спрогнозировала очень незначительное увеличение по осевым деформациям, гораздо меньшее, чем при проведении экспериментов.

Исследование Вогана и Квана21 показало, что по мере разложения исходной породы естественное горизонтальное напряжение уменьшается из-за выветривания и выщелачивания. Авторы заметили, что когда жесткость выветрелого грунта снизилась до 1% от первоначального значения, естественное горизонтальное напряжение приблизилось к пределу:

.

Здесь σ'h представляет собой эффективное горизонтальное напряжение, σ'v – эффективное вертикальное напряжение, K0 является коэффициентом давления грунта в состоянии покоя, а t – коэффициентом Пуассона. То же верно для выветрелого пористого грунта. Согласно данным исследования, традиционные лабораторные испытания для определения K0 разрушили структуру грунта, и поэтому значения K0 имели тенденцию к завышению. Ортигау [17] провел замеры K0 на месте при помощи прессиометра по Монарду и получил значения K0 равные примерно 0,5.

В таблице 2 показаны откалиброванные параметры для модели упрочняющегося грунта. Численные результаты 3D-модели тоннеля, приведенные далее, учитывались при определении наиболее соответствующих значений параметров. Другими словами, параметрами в таблице 2 представлены лучшие прогнозы по выбранным лабораторным трехосным испытаниям и по данным натурных исследований.

 

Таблица 2. Откалиброванные параметры модели упрочняющегося грунта для моделирования выветренной красной пористой глины Сан-Паулу

 

Примечание. E50,ref – референтная секущая жесткость в стандартном дренированном трехосном испытании, Eoed,ref – референтная касательная жесткость для первичной нагрузки в одометре, Eur,ref – референтная жесткость при разгрузке/повторном нагружении, Rf – коэффициент разрушения, n – степенной закон для напряжений, зависимых от жесткости, u – угол внутреннего трения, K0,NC – K0 для нормальной консолидации, W – угол дилатансии, c – сцепление, cn – естественный удельный вес, OCR – коэффициент переуплотнения.

 

В таблице 3 приведены свойства грунта, принятые для элювиальной пестроцветной глины, расположенной под элювиальной красной пористой глиной (рис. 2). Те же свойства использовались Алмейда э Соуза [1]. Для представления пестроцветной глины была принята модель Мора-Кулона, так как деформации в грунтовом слое оказались незначительными.

 

Таблица 3. Параметры модели Мора-Кулона для моделирования элювиальной пестроцветной глины.

 

Численное моделирование тоннеля Параисо

Моделирование и расчет тоннеля были выполнены в 3D-постановке в профессиональном расчетном комплексе GTS NX, разработанном южно-корейской компанией MIDAS IT. Сетку КЭ построили при помощи элементов гексаэдра второго порядка и скорректировали в достаточной степени, чтобы обеспечить точность результатов (Витали, 2018 [15], 2021 [16]).

Размеры модели были выбраны таким образом, чтобы избежать влияния границ на результаты. Поскольку выемка тоннеля проводилась симметрично относительно вертикальной оси тоннеля, то дискретному преобразованию подверглась лишь половина тоннеля. Нижняя граница модели располагалось на месте перехода от пестроцветной глины к очень плотному пласту глинистого песка, расположенному на 6,5 м ниже обратного свода. Эффекты плавучести [22] оказались незначительными – нижняя граница сетки располагалось рядом с тоннелем. Боковые границы были закреплены по нормали, а нижняя граница – полностью закреплена.

 

Рис. 4. Сетка конечных элементов и размеры модели из midas GTS NX
Рис. 4. Сетка конечных элементов и размеры модели из midas GTS NX

 

Горизонтальные перемещения на поверхности грунта были ограничены, чтобы учесть эффект дорожного покрытия, как рекомендуют Асеведо [2] и Альмейда э Соуза [1].

Элювиальная красная пористая глина осталась в неводонасыщенном состоянии, в то время как элювиальная пестроцветная глина оказалась жесткой, с трещиноватой структурой и сильно переуплотненной. Следовательно, для обоих слоев грунта предполагалось провести дренирование. В расчете были учтены дренированные условия. На уровне обратного свода тоннеля был обнаружен водоносный горизонт. В ходе возведения тоннеля водоприток не задокументирован, а деформации пестроцветной глины оказались малы. Таким образом, несоответствие уровня грунтовых вод в данном случае не имело значения и не учитывалось при расчете.

Фронтальный вид модели тоннеля представлен на рисунке 5. Сетка была измельчена вблизи и над сводом тоннеля, где деформация грунта оказалась больше. Описанная ранее последовательность возведения была включена в трехмерный расчет, как показано на рисунке 6.

 

Рис. 5. Фронтальный вид модели вблизи тоннеля, ее размеры и инженерно-геологические условия
Рис. 5. Фронтальный вид модели вблизи тоннеля, ее размеры и инженерно-геологические условия

 

Рис. 6. Численное моделирование последовательности выемки
Рис. 6. Численное моделирование последовательности выемки

 

Длина шага выемки составила 1,6 м. Обратите внимание, что длина элементов гексаэдра второго порядка составила 0,8 м. Таким образом, продольного измельчения сетки оказалось достаточно для получения точных результатов23.

Работа модели предусматривает 37 этапов производства работ. На первом этапе было сгенерировано геостатическое напряжение, где K0 равен 0,5 для элювиальной красной пористой глины и 0,84 – для элювиальной пестроцветной глины. На последующих этапах путем деактивации элементов, соответствующих определенной последовательности выемок и активируемых элементов, представляющих крепь, были смоделированы процессы выемки и установки крепи. Крепь тоннеля из набрызг-бетона и стальных ребер была представлена элементами оболочки с линейно-упругим поведением и толщиной 0,2 м. Проскальзывание между грунтом и крепью не допускалось. Крепь обладала следующими свойствами материала: модуль Юнга (E) 5 ГПа и коэффициент Пуассона (v) 0,2. Значения жесткости, принятые для крепи, были достаточно незначительны по сравнению с типовыми значениями. Они были приняты для моделирования набрызг-бетона ранней стадии твердения и уменьшенной степени финальной жесткости, вызванной нагрузкой бетона на ранней стадии твердения [11].

На рисунке 7 показана осадка поверхности, вычисленная при помощи численное модели, как функции осевого расстояния от забоя тоннеля – продольной кривой осадки, и при помощи горизонтального расстояния от вертикальной оси тоннеля – мульды осадки. В результате получено убедительное соответствие действительных деформаций грунта и численных результатов.

 

Рис. 7. Осадка поверхности по: (а) осевому расстоянию от забоя, и (б) горизонтальному расстоянию от вертикальной оси тоннеля
Рис. 7. Осадка поверхности по: (а) осевому расстоянию от забоя, и (б) горизонтальному расстоянию от вертикальной оси тоннеля

 

Продольная кривая осадки имеет сигмоидальную форму: показатели начинают увеличиваться в 20 м перед забоем тоннеля, примерно на расстоянии двух диаметров тоннеля, стабилизируясь примерно в 20 м за забоем. Над забоем тоннеля измеренная осадка составила 41 мм, в то время как численная модель давала 45 мм. Далеко позади забоя измеренная осадка над сводом составила 85 мм, а расчетная осадка – 89 мм. Как представлено на рисунке 8, показатели осадки, рассчитанные при помощи численной модели, были близки к данным натурных исследований, за исключением участка примерно в 10 м от оси тоннеля, где измеренная осадка составила 20 мм, а полученная осадка оказалась равна 39 мм. Точная причина несоответствия по этому участку неизвестна. Появлению такой разницы может способствовать ряд причин: неоднородность грунта, сложности на месте измерения и, безусловно, численные ошибки. Тем не менее, тот факт, что с помощью модели можно точно спрогнозировать деформацию грунта в других точках и размер мульды осадки, свидетельствует о достоверности модели.

На рисунке 8 показаны вертикальные перемещения над сводом на разных глубинах и расстояниях от забоя тоннеля. Расположение вертикального экстензометра показано на рисунке 2. Численные результаты и данные натурных исследований убедительно совпали. Вертикальные перемещения на глубине оказались практически постоянными. Далеко позади портала численная модель показала резкое уменьшение вертикальных перемещений вблизи свода. Уменьшение связано с трехмерными эффектами забоя. Подобное поведение отличалось от ожидаемого [16], при котором вертикальные перемещения над сводом тоннеля увеличивались по мере заглубления. Возможно, это является результатом больших объемных деформаций, возникающих из-за податливого поведения выветрелых пористых грунтов, как отмечено в работе Ортигау и Маседо [16]. Кроме того, тоннели, проложенные в выветрелой пористой глине в Бразилии, демонстрируют схожее поведение – это отмечают Ортигау [18] и Маркес [19]. Как отмечает Накаи [21], объемные изменения грунта оказывали сильное воздействие на деформации грунта по всему тоннелю.

 

Рис. 8. Вертикальные перемещения на глубине над сводом тоннеля, на различных расстояниях от забоя тоннеля
Рис. 8. Вертикальные перемещения на глубине над сводом тоннеля, на различных расстояниях от забоя тоннеля

 

На рисунке 9 изображены горизонтальные перемещения вблизи тоннеля. Расположение инклинометра представлено на рисунке 2. Горизонтальное перемещение на поверхности оказалось нулевым, т.к. мостовая сдерживала горизонтальные перемещения грунта. Горизонтальные перемещения увеличивались до достижения глубины около 6 м ниже поверхности (1,6 м над сводом), а затем снизились до нуля на глубине 10 м. Горизонтальные перемещения снова увеличились, достигнув пика при переходе от элювиальной красной пористой глины к элювиальной пестроцветной глине. Ниже перехода, на глубине 12 м, наблюдались очень незначительные перемещения в пестроцветной глине вплоть до глубины в 18 м. На глубине от 18 до 20 м (что было примерно на 2–4 м ниже обратного свода тоннеля) инклинометр зарегистрировал неожиданное увеличение горизонтальных перемещений. Деформация грунтового основания ниже этой глубины (1820 м) должна быть мала, так как грунт представлял собой жесткую глину. Относительно большие перемещения, полученные по данным измерения инклинометром, могут быть вызваны рядом причин: ошибка в измерениях или неоднородность грунта в определенных местах, где грунт может оказаться мягче остальных пород. Численные результаты показали увеличение горизонтальных перемещений до глубины 5 м, что совпадает с данными натурных исследований. Ниже этой границы вычисленные горизонтальные перемещения снизились, что совпадает с данными натурных исследований, однако они превышали измеряемые. В пестроцветной глине численные горизонтальные перемещения оказались малы, как и ожидалось от жесткого материала.

 

Рис. 9. Горизонтальные перемещения вблизи тоннеля
Рис. 9. Горизонтальные перемещения вблизи тоннеля

 

Рис. 10. Горизонтальные перемещения вблизи тоннеля
Рис. 10. Горизонтальные перемещения вблизи тоннеля

 

На рисунке 10 показана деформация крепи с осевым расстоянием от забоя тоннеля. Деформации стали сильнее по мере увеличения расстояния от забоя до приблизительно 10 м позади забоя (примерно на один диаметр тоннеля), где деформации крепи оказались постоянными. Большие деформации можно было наблюдать в своде тоннеля (вплоть до 46 мм), в то время как в обратном своде они оказались незначительными. Перемещения, рассчитанные по численной модели в двух местах по периметру тоннеля, соответствуют действительным деформациям крепи, как показано на рис. 11.

 

Рис. 11. Пути нагружения в точках вокруг тоннеля. q= (σ1 — σ3)/2 и p= (σ1 + σ3)/2)

 

Вертикальные перемещения на своде оказались несколько меньше, чем полученные с помощью фактических измерений, и отображались в пилообразной форме, колебания которой составляли от максимального значения 43 мм до минимального – 33 мм. Среднее перемещение составило 38 мм, что на 8 мм ниже действительных перемещений. Пилообразная форма проявилась в численных моделях тоннелей [20,23] и была связана с резкой разницей жесткости между крепью и грунтом на ребре крепи рядом с забоем, а также имела периодический интервал, который соответствовал длине захватки или набору элементов крепи в численной модели.

Пути нагружений точек в грунте по периметру тоннеля показаны на рисунке 11, где q – максимальное касательное напряжение, q= (σ1 – σ3)/2, p – среднее напряжение, p=(σ1+σ3)/2, согласно условным обозначениям, к примеру, Ламбе и Уитман [13]. Напряжения были взяты на расстоянии 0,25 м от периметра тоннеля, что позволило избежать сингулярности в (остром) углу забоя тоннеля, в месте, где забой пересекал периметр.

Были исследованы три точки: свод, боковая точка и точка между ними, как показано на рисунке 11. Все эти точки находились в выветрелой красной пористой глине, где и произошло большинство деформаций грунта. Перед забоем как среднее напряжение, так и максимальное касательное напряжение возросли по направлению к выемке. На незакрепленном пролете происходила разгрузка (снижение касательного и среднего напряжений), а за крепью напряжения увеличивались до тех пор, пока они не становились постоянными далеко позади забоя.

Напряжения грунта в своде тоннеля показаны на рисунке 12. Напряжения были взяты по периметру тоннеля. Примерно на расстоянии 10 м перед забоем напряжения стали изменяться. Радиальное напряжение (σrr) возросло перед забоем, снизилось до нуля на незакрепленном пролете и увеличилось за крепью, пока не достигло постоянной величины. Тангенциальное (σhh) и осевое напряжения (σzz) немного возросли перед забоем, снизились на незакрепленном пролете и увеличились за крепью. Осевое касательное напряжение (τrz) было нулевым далеко перед забоем тоннеля и увеличивалось по мере сокращения расстояния от забоя. В забое осевое касательное напряжение (τrz) было максимальным, а затем уменьшалось до тех пор, пока не достигло постоянной величины далеко позади забоя.

 

Рис. 12. Напряжения в своде тоннеля, с осевым расстоянием от забоя
Рис. 12. Напряжения в своде тоннеля, с осевым расстоянием от забоя

 

Во второй части статьи в следующем номере журнала на примере тоннеля Параисо будет проведена оценка воздействия различных стратегий возведения тоннелей по Новому австрийскому методу на деформацию грунта и устойчивость забоя.


Используемая литература

  1. Almeida e Sousa, J., Negro, A., Matos Fernandes, M., & Cardoso, A. S. (2011). Three-Dimensional Nonlinear Analysis of a Metro Tunnel in Sгo Paulo Porous Clay, Brazil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 137(4), 376–384.
  2. Azevedo, R. F., Parreira, A., & Zornberg, J. G. (2002). Numerical analysis of a tunnel in residual soils. Journal of Geotechnical and Geoenviron- mental Engineering, 128(3), 227–236.
  3. Broere, W. (2016). Urban underground space: Solving the problems of today’s cities. Tunnelling and Underground Space Technology, 55, 245–248.
  4. Cantieni, L., & Anagnostou, G. (2009). The e?ect of the stress path on squeezing behavior in tunneling. Rock Mechanics and Rock Engineer- ing, 42(2), 289–318.
  5. Celestino, T. B., & Ruiz, A. P. T. (1998). Shape of settlement throughs due to tunneling through di?erent types of soft ground. Felsbau, 16, 118–121.
  6. Celestino, T. B., Gomes, R. A. M., & Bortuluci, A. A. (2000). Errors in ground distortions due to settlement through adjustment. Tunnelling and Underground Space Technology, 15(1), 97–100.
  7. Deane, A. P., & Bassett, R.H. (1995). The Heathrow Express trial tunnel. Proceedings of the Institution of Civil Engineers – Geotechnical Engineering, 113(3), 144–156.
  8. Eberhardt, E. (2001). Numerical modelling of three-dimension stress rotation ahead of an advancing tunnel face. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 38(4), 499–518.
  9. Farrell, R., Mair, R., Sciottic, A., & Pigorinic, A. (2014). Building response to tunneling. Soils and Foundation, 54(3), 269–279.
  10. Farias, M. M., Moraes Junior, A. H., & Assis, A. P. (2004). Displacement control in tunnels excavated by the NATM: 3-D numerical simula- tions. Tunnelling and Underground Space Technology, 19, 283–293.
  11. Golser, J. (2001). Behavior of early-age shotcrete. Proceedings of Shotcrete for Underground Support VIII, 83–93.
  12. HSE (Health and Safety Executive) (1996). Safety of New Austrian Tunneling Method (NATM) Tunnels – A review of sprayed concrete lined tunnels with particular reference to London clay. https://www. hse.gov.uk/pubns/natm.pdf
  13. Lambe, T. W., & Whitman, R. V. (1969). Soil Mechanics. New York, N. Y.: John Wiley and Sons.
  14. Leroueil, S., & Vaughan, P. R. (1990). The general and congruent e?ects of structure in natural soils and weak rocks. Geotechnique, 40(3), 467–488.
  15. Lunardi, P. (2008). Design and Construction of Tunnels – Analysis of Controlled Deformation in Rocks and Soils(ADECO-RS). Berlin Heidelberg: Springer-Verlag.
  16. Mair, R. J., Taylor, R. N., & Bracegirdle, A. (1993). Subsurface settlement pro?les above tunnels in clays. Geґ otechnique, 43(2), 315–320.
  17. Massad, F., Pinto, C. de S., & Nader, J. J. (1992). Strength and Deformability. Brazilian Society of Soil Mechanics Conference on Soils of Sгo Paulo city, 141–179 (in Portuguese).
  18. MIDAS Information Technology Co. (2019). Midas GTS NX manual.
  19. Marques, F. E. R. (2006). Behavior of Shallow Tunnels in Porous Soils – the Brazilia Metro Case [Doctoral dissertation].University of Coimbra (in Portuguese).
  20. Moller, S. (2006). Tunnel Induced Settlements and Structural Forces in Linings [Doctoral dissertation]. Institute of Geotechnical Engineering, University of Stuttgart.
  21. Nakai, T., Xu, L. M., & Yamazaki, H. (1997). 3D and 2D model tests and numerical analyses of settlements and earth pressures due to tunnel excavation. Soils and Foundations, 37(3), 31–42.
  22. New, B. M., & Bowers, K. H. (1994). Ground movement model validation at the Heathrow Express trial tunnel. Tunneling, 94, 301–329.
  23. Ng, C. W., & Lee, G. T. (2005). Three-dimensional ground settlements and stress-transfer mechanisms due to open-face tunnelling. Canadian Geotechnical Journal, 42(4), 1015–1029.
  24. Ortigгo, J. A. R., & Macedo, P. (1993). Large settlements due to tunneling in porous clay. In Proceedings of International Conference on Underground Transportation Infrastructure, AFTES, 119, Sept-Oct 93 (pp. 245–250).
  25. Ortigгo, J. A. R., Cunha, R. P., & Alves, L. S. (1995). In-situ tests in Brasґэlia porous clay. Canadian Geotechnical Journal, 33, 189–198.
  26. Ortigгo, J. A. R., Kochen, R., Farias, M. M., & Assis, A. P. (1996). Tunnelling in Brasґэlia porous clay. Canadian Geotechnical Journal, 33 (4), 565–573.
  27. Parreira, A. B. (1991). Analysis of shallow tunnels in soil. The NATM Paraґэso Tunnel at Paulista Avenue in Sгo Paulo City [Doctoral dissertation]. Catholic University of Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brazil (in Portuguese).
  28. Panet, M., & Guenot, A. (1982). Analysis of convergence behind the face of a tunnel. In Tunnelling 82, Proceedings of the 3rd International Symposium, Brighton (pp. 197–204).
  29. Peck, R. B. (1969). Deep excavation and tunnelling in soft ground. In Proceedings of 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, State of the Art Volume (pp. 225–290).
  30. Rabcewicz, L. V. (1964). The new Austrian Tunnelling Method. Water Power, Part 1: November 1964, 571–515.
  31. Rabcewicz, L. V. (1965). The new Austrian Tunnelling Method. Water Power, Part 2: January 1965, 19–24.
  32. Schanz, T., Vermeer, P. A., & Bonnier, P. G. (1999). The hardening soil model: Formulation and veri?cation. In Ronald B. J. Brinkgreve (Eds.), Beyond 2000 in Computational Geotechnics (pp.281–296). Routledge.
  33. Schmidt, B. (1969). Settlements and Ground Movements Associated with Tunneling in Soil [Doctoral dissertation]. University of Illinois.
  34. Vaughan, P. R., & Kwan, C. W. (1984). Weathering, structure and in situ stress in residual soils. Geotechnique, 34(1), 43–59.
  35. Vitali, O. P. M., Celestino, T. B., & Bobet, A. (2019). Buoyancy e?ect on shallow tunnels. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 114(2), 1–6.
  36. Vitali, O. P. M., Celestino, T. B., & Bobet, A. (2018). 3D ?nite element modelling optimization for deep tunnels with material nonlinearity. Underground Space, 3(2), 125–139.
  37. Vitali, O. P. M., Celestino, T. B., & Bobet, A. (2021). New modeling approach for tunnels under complex ground and loading conditions. Soils and Rocks, 44(1) e2021052120.
  38. Volkmann, G. M., & Schubert, W. (2007). Geotechnical Model for Pipe Roof Supports in Tunneling. In Proceedings of the 33rd ITA-AITES World Tunneling Congress (pp. 755–760).

 

Оригинал статьи: Construction strategies for a NATM tunnel in Sao Paulo, Brazil, in residual soil // Underground Space, Volume 7, Issue 1, February 2022, Pages 1-18

 

 

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению