искать
Геотехника

Устройство глубоких выемок под фундаменты рядом с метрополитеном. Моделирование и мониторинг. Часть 2

Авторы
Бо ЛюШкола транспорта, Юго-Восточный университет Китая, Главная лаборатория Цзянсу по техническому проектированию городских подземных пространств и экологической безопасности
Дин-Вэнь ЧжанШкола транспорта, Юго-Восточный университет Китая, Главная лаборатория Цзянсу по техническому проектированию городских подземных пространств и экологической безопасности
Чанг ЯнгШкола транспорта, Юго-Восточный университет Китая, Главная лаборатория Цзянсу по техническому проектированию городских подземных пространств и экологической безопасности
Цянь-Бин ЧжанКафедра гражданского строительства, Университет Монаша, Австралия
Скоробагатько Константин ВладимировичРуководитель технического отдела MIDAS Россия и СНГ
ООО «МИДАС» / MIDAS ITСпонсор «ГеоИнфо»

В статье китайских авторов Б. Лю и др. «Устройство глубоких выемок под фундаменты рядом с метрополитеном. Моделирование и мониторинг», опубликованной в январе 2020 года издательством Elsevier в международном журнале Tunnelling and Underground Space Technology («Технологии строительства тоннелей и других подземных сооружений») на английском языке, рассматривается строительство глубокого котлована и подземной части комплекса высотных зданий рядом с двумя существующими тоннелями метро, проходящими в алевритистой глине. Численное моделирование, выполненное еще до начала этого строительства, позволило спрогнозировать возможные деформации тоннелей. На основе полученных результатов моделирования была предложена программа комплексного полевого мониторинга поведения системы крепления котлована и реакции тоннелей на строительство. Соответствующий контроль проводился в течение четырех лет.

В первой части перевода этой статьи были рассмотрены исходные условия и алгоритм, по которому выполнялось численное моделирование. В представленной сегодня второй части будут подробно рассмотрены результаты указанного мониторинга и применение нового метода цементации грунта с минимальным нарушением его структуры с двух сторон от деформированных тоннелей. Нумерация рисунков и таблиц продолжит начатую в первой части.

Моделирование и расчеты проводились в 3D-постановке в программном комплексе midas GTS NX.

Немного сокращенный адаптированный перевод статьи был выполнен Константином Скоробогатько – руководителем технического отдела ООО «МИДАС» (официального представителя южно-корейской компании MIDAS IT на территории России и СНГ).

 

 

РЕАКЦИЯ СТЕНЫ В ГРУНТЕ И СОСЕДНИХ ТОННЕЛЕЙ МЕТРО НА СОЗДАНИЕ КОТЛОВАНА И ПОДЗЕМНОЙ ЧАСТИ КОМПЛЕКСА ЗДАНИЙ

 

Горизонтальные смещения (прогиб) стены в грунте

 

Ввиду того что стена в грунте на западной стороне глубокого котлована располагалась вблизи существующих тоннелей метро и ее поведение больше всего влияло на их деформирование, для мониторинга были выбраны вертикальные сечения стены только в этой зоне (QX19–QX31). На рисунке 9 показаны эпюры горизонтальных смещений стены после завершения строительства междуэтажных перекрытий подземной части комплекса зданий (однако ввиду повреждений инклинометров для QX21, QX24, QX28 и QX30 данные по ним на рисунке не отображены). Следует отметить, что инклинометрические трубки вводились только до 30 м ниже верха стены в грунте и не доходили до ее нижней части. Поэтому сбор данных был доступен только в пределах диапазона глубины 0–30 м (впрочем, горизонтальные смещения стены ниже фундаментной плиты и не должны были быть существенными, поскольку они там сдерживались невынутым грунтом). Из рисунка 9 видно, что подпорная стена смещается к внутренней части котлована, а максимальное смещение происходит примерно на глубине 14 м, что совпадает с традиционным деформационным «шаблоном» [16]. Деформации вертикального сечения QX25 превышают показатели для других сечений. Максимальное смещение для QX25 равно 41,6 мм, что составляет около 0,18% от глубины котлована.

 

Рис. 9. Эпюры горизонтальных смещений разных вертикальных сечений западной стены в грунте в сторону котлована
Рис. 9. Эпюры горизонтальных смещений разных вертикальных сечений западной стены в грунте в сторону котлована

 

Вертикальные смещения сводов тоннелей

 

На рисунке 10 представлены кривые развития вертикальных смещений верхних точек свода восходящего тоннеля для его разных поперечных сечений с течением времени. Общие тенденции хода этих кривых совпали почти по всем показателям, за исключением амплитуды.

 

Рис. 10. Развитие вертикальных смещений свода восходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений
Рис. 10. Развитие вертикальных смещений свода восходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений

 

Согласно таблице 1, приведенной в первой части перевода, развитие вертикальных смещений свода восходящего тоннеля тесно связано со строительством поблизости. В соответствии с особенностями кривых, представленных на рисунке 10, можно выделить три этапа развития осадок свода:

1) медленного увеличения;

2) быстрого увеличения;

3) очень медленного равномерного увеличения или даже прекращения.

Этап 1 соответствует предварительным земляным работам перед созданием котлована (устройству стены в грунте и буронабивных свай). На данном этапе оседание свода восходящего тоннеля происходило медленно, в среднем не более чем на 5 мм к моменту завершения строительства стены в грунте (30.06.2013), из чего следует, что влияние устройства этой стены и буронабивных свай на тоннель было очень небольшим. После этого оседание увеличилось до 15 мм, что произошло уже после завершения строительства буронабивных свай (07.12.2013).

Этап 2 соответствует основным земляным работам при создании котлована (выемке грунта и устройству горизонтальных распорок). В это время произошло очевидное увеличение осадок свода тоннеля по сравнению с этапом 1. Максимальная осадка составила 31,9 мм (01.08.2015). Колебания кривых указывают на то, что деформирование тоннеля было чувствительно к поэтапным выемкам грунта и устройству распорок. Осадки его свода увеличивались после очередной выемки грунта и уменьшались после устройства очередного уровня распорок. Следует отметить, что осадки свода не увеличивались, когда строительство было приостановлено в период с 15.07.2014 по 24.09.2014 в связи с проведением в Нанкине юношеских Олимпийских игр 2014 года. После возобновления строительства вновь наблюдалось увеличение осадок.

Этап 3 соответствует завершающим работам после окончания выемки грунта. На этом этапе поочередно удалялись горизонтальные распорки и создавались фундаментная плита и междуэтажные перекрытия подземной части комплекса зданий, что повысило целостность и жесткость системы. В результате процесс увеличения осадок свода тоннеля очень сильно замедлился, стал равномерным или даже (в каких-то сечениях) прекратился.

Согласно вышеописанному вертикальные смещения свода восходящего тоннеля на этапе 2, составили бОльшую часть общих осадок. Следовательно, этому этапу необходимо было уделять больше внимания.

 

 

На рисунке 11 показано распределение осадок свода восходящего тоннеля вдоль его трассы. Следует обратить внимание на то, что численное моделирование позволило получить продольное распределение деформаций, аналогичное таковому по результатам измерений, за исключением амплитуды. Осадки свода для поперечных сечений тоннеля Y1–Y29, располагавшихся близко к северо-западному углу строительной площадки (например, Y19, Y20, Y21, Y22), превысили таковые для других участков. На рисунке 8, приведенном в первой части перевода, было показано, что стена в грунте на северо-западном углу зоны строительства была расположена наиболее близко к тоннелю, а масштабы земляных работ на севере были больше, чем на юге, что повлияло на продольное распределение деформаций тоннеля. По состоянию на 30.01.2016 максимальная осадка свода для сечения Y21 достигла 33,3 мм.

 

Рис. 11. Распределение вертикальных смещений свода восходящего тоннеля вдоль его трассы для его разных поперечных сечений по состоянию на 30.01.2016
Рис. 11. Распределение вертикальных смещений свода восходящего тоннеля вдоль его трассы для его разных поперечных сечений по состоянию на 30.01.2016

 

На рисунке 12 представлены кривые развития осадок свода нисходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений. Видно, что их ход в целом аналогичен таковому для восходящего тоннеля (см. рис. 10). Процесс развития осадок в этом случае также можно разделить на три этапа (медленного, быстрого и очень медленного равномерного увеличения), которые соответствуют предварительным, основным земляным работам и завершающим работам после окончания выемки грунта на соседней строительной площадке. Сравнение рисунков 12 и 10 позволило обнаружить, что осадки свода нисходящего тоннеля были меньше, чем у восходящего (для одних и тех же дат). Возможным объяснением здесь может быть то, что нисходящий тоннель находился дальше от места строительства, чем восходящий, и влияние на него было меньше.

 

Рис. 12. Развитие вертикальных смещений свода нисходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений
Рис. 12. Развитие вертикальных смещений свода нисходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений

 

На рисунке 13 показано распределение осадок свода нисходящего тоннеля вдоль его трассы. Результаты численного моделирования немного превысили данные полевых измерений, однако общие тенденции для них оказались одинаковыми и похожими на тенденции для восходящего тоннеля (см. рис. 11). Осадки в точках измерений, расположенных близко к северо-западному углу зоны строительных работ (например, для сечений Z14 и Z15), превысили таковые для других участков. По состоянию на 30.01.2016 максимальная осадка свода нисходящего тоннеля (для сечения Z15) была равна 18,2 мм (см. рис. 13), что составило примерно половину от максимальной осадки свода восходящего тоннеля (33,3 мм).

 

Рис. 13. Распределение вертикальных смещений свода нисходящего тоннеля вдоль его трассы для его разных поперечных сечений по состоянию на 30.01.2016
Рис. 13. Распределение вертикальных смещений свода нисходящего тоннеля вдоль его трассы для его разных поперечных сечений по состоянию на 30.01.2016

 

На основе приведенных результатов стали известны максимальные осадки тоннелей. Чтобы определить диапазон осадок, был предложен практичный упрощенный метод расчета, основанный на принципе простой балки. Как показано на рисунке 14, тоннель можно рассматривать как непрерывную длинную балку с продольной жесткостью, находящуюся внутри слоя грунта. При воздействии дополнительных сил, вызванных влиянием ведущихся поблизости строительных работ, на продольном разрезе образуется кривая вертикальных смещений, центр которой примерно приходится на поперечное сечение с максимальной осадкой, что подтверждается данными, показанными на рисунках 11 и 13. Вблизи концов этой кривой должны находиться точки (поперечные сечения) с нулевыми вертикальными смещениями. Расстояние между этими точками и составляет диапазон осадок. Если невозможно использовать нужное количество точек измерений для определения обоих точных мест с нулевыми вертикальными смещениями, можно определить расстояние между поперечным сечением с максимальной осадкой и одним из сечений с нулевой осадкой, что предположительно составит половину искомого диапазона.

 

Рис. 14. Определение диапазона осадок тоннеля
Рис. 14. Определение диапазона осадок тоннеля

 

На основе данных, приведенных на рисунках 10–13, можно считать, что диапазон осадок для восходящего тоннеля в два раза превосходит расстояние между сечениями Y1 и Y21, для нисходящего тоннеля – в два раза превосходит расстояние между сечениями Z2 и Z15.

 

Горизонтальные смещения боков восходящего тоннеля

 

Приведенные выше результаты подтверждают, что самое большое влияние на конструкции тоннелей было оказано со стороны расположенного к ним ближе всего северо-западного угла строительной площадки. Кроме того, следует учитывать, что для восходящего тоннеля, находившегося ближе к зоне строительства, было больше точек измерений и он имел более сильные деформации по сравнению с нисходящим.

Поэтому для дальнейшего исследования были выбраны только деформации восходящего тоннеля вблизи северо-западного угла строительной площадки. На рисунке 15 показаны кривые развития во времени горизонтальных смещений правого конца линии, соединяющей нижние торцы свода этого тоннеля (линии пят свода, условно – горизонтального диаметра) для разных поперечных сечений. Отрицательная величина указывает на смещение в сторону строящегося котлована, положительная – в противоположном направлении. Видно, что ход этих кривых также соответствует трем этапам строительных работ поблизости, о которых уже говорилось выше. Устройство стены в грунте и буронабивных свай на этапе предварительных земляных работ оказало ограниченное влияние на тоннель, в связи с чем горизонтальные смещения правого конца линии пят были незначительными. Выемка грунта и выраженная разгрузка от его давления со стороны котлована на основном этапе земляных работ привели к быстрому увеличению горизонтальных смещений правого бока тоннеля по направлению к строительной площадке. Стоит отметить, что после создания каждого уровня железобетонных распорок в котловане рост горизонтальных смещений правой стороны тоннеля сдерживался (в ряде случаев они даже уменьшались), поэтому в соответствующих местах кривых видны колебания. На завершающем этапе выемка грунта не производилась, а поэтапно создавались фундаментная плита и перекрытия между этажами подземной части комплекса зданий, что повысило жесткость несущих конструкций. По этой причине дальнейшее увеличение горизонтальных смещений правого бока тоннеля практически прекратилось, хотя его в какой-то степени можно было наблюдать и потом. Максимальное горизонтальное смещение правого конца линии пят, составившее 20,6 мм, было зафиксировано 30.01.2016 для поперечного сечения тоннеля Y20, что составило примерно половину максимального горизонтального смещения стены в грунте на западной стороне котлована (см. рис. 9).

 

Рис. 15. Кривые горизонтальных смещений правого бока восходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений. Отрицательные величины – смещения в сторону строящегося котлована, положительные – в противоположном направлении
Рис. 15. Кривые горизонтальных смещений правого бока восходящего тоннеля во времени для его разных поперечных сечений. Отрицательные величины – смещения в сторону строящегося котлована, положительные – в противоположном направлении

 

Увеличение горизонтального диаметра восходящего тоннеля

 

На рисунке 16 показаны кривые увеличения во времени длины линии пят свода (условно – горизонтального диаметра) восходящего тоннеля для его разных поперечных сечений. Положительные значения означают увеличение длины линии пят, отрицательные – уменьшение (конвергенцию, сближение боков). Из рисунка видно, что эти величины в основном положительны, то есть контур тоннеля в целом растягивается по горизонтали и сжимается по вертикали (то есть по вертикали происходит конвергенция, сближение свода и обратного свода) (рис. 17). Из рисунка 16 видно, что увеличение длины линии пят тоже соответствует трем этапам строительства котлована и подземной части комплекса высотных зданий по соседству. По состоянию на 30.01.2016 максимальное увеличение расстояния между пятами свода восходящего тоннеля составило 22,8 мм (для поперечного сечения Y20).

 

Рис. 16. Кривые увеличения во времени длины линии пят свода (условно – горизонтального диаметра) восходящего тоннеля для его разных поперечных сечений
Рис. 16. Кривые увеличения во времени длины линии пят свода (условно – горизонтального диаметра) восходящего тоннеля для его разных поперечных сечений

 

 

 

Рис. 17. Условные схемы двух типов (а, б) деформирования поперечного сечения тоннеля под воздействием со стороны площадки строительства котлована и подземной части комплекса зданий, полученные при компьютерном моделировании. Исходное состояние тоннеля показано сплошным контуром, деформированное – пунктирным
Рис. 17. Условные схемы двух типов (а, б) деформирования поперечного сечения тоннеля под воздействием со стороны площадки строительства котлована и подземной части комплекса зданий, полученные при компьютерном моделировании. Исходное состояние тоннеля показано сплошным контуром, деформированное – пунктирным

 

Сравнение рисунков 15 и 16 позволило установить, что для некоторых поперечных сечений восходящего тоннеля (например, Y20, Y21, Y24, Y25, Y26, Y27, Y28 и Y29) увеличение длины линии пят немного превышает горизонтальное смещение ее правого конца, то есть правый бок смещается в сторону строящегося котлована по сравнению с его исходным положением (см. рис. 17, а). Но для сечений Y22 и Y23 увеличение длины линии пят немного меньше смещения ее правого конца, то есть не только правый, но и левый бок смещается в сторону строительной площадки по сравнению с исходным положением (см. рис. 17, б).

На рисунке 18 показан график распределения прироста горизонтального диаметра вдоль трассы тоннеля, полученный путем численного моделирования. Это увеличение оказалось намного меньше полученного при полевых измерениях (см. рис. 16). Причиной здесь может быть то, что при моделировании каждое кольцо обделки тоннеля рассматривается как единое целое, без учета болтовых соединений между блоками, что увеличивает модельную жесткость обделки и ее сопротивление деформациям и при этом способствует перемещению тоннеля в массиве грунта в виде почти абсолютно жесткого тела (см. врезку на рисунке 18). Таким образом, выявлена необходимость создания точной модели обделки тоннелей для прогнозных расчетов при последующих исследованиях.

 

Рис. 18. График распределения прироста горизонтального диаметра вдоль трассы тоннеля, полученный путем численного моделирования
Рис. 18. График распределения прироста горизонтального диаметра вдоль трассы тоннеля, полученный путем численного моделирования

 

Изменения ширины деформационных швов между кольцами обделки восходящего тоннеля

 

Ширина деформационных швов (промежутков) между бетонными кольцами обделки является важным фактором безопасности тоннеля. В данной работе измерялось расстояние между торцами кольцевых секций на уровнях 45, 135, 225 и 315 градусов относительно центральной оси восходящего тоннеля (рис. 19). На рисунке 20 показаны изменения этих расстояний во времени. Положительные значения указывают на уменьшение промежутков между секциями, отрицательные – на увеличение. В среднем для всех наблюдаемых уровней они колебались от минус 0,2 мм до плюс 0,2 мм без явных закономерностей. Отсюда можно сделать вывод, что прямая зависимость между изменениями промежутков между кольцевыми секциями обделки восходящего тоннеля и работами на соседней строительной площадке отсутствовала.

 

Рис. 19. Уровни (в градусах относительно центральной оси тоннеля), на которых  измерялась ширина каждого деформационного шва между кольцами обделки восходящего тоннеля (а); измеряемое расстояние между торцами кольцевых секций обделки (ширина деформационного шва) (б)
Рис. 19. Уровни (в градусах относительно центральной оси тоннеля), на которых  измерялась ширина каждого деформационного шва между кольцами обделки восходящего тоннеля (а); измеряемое расстояние между торцами кольцевых секций обделки (ширина деформационного шва) (б)

 

Рис. 20. Изменения ширины деформационных швов между кольцами обделки восходящего тоннеля на уровнях 45 (а), 135 (б), 225 (в) и 315 (г) градусов относительно центральной оси тоннеля для его разных участков. Положительные значения – уменьшение промежутков между кольцами обделки, отрицательные – увеличение
Рис. 20. Изменения ширины деформационных швов между кольцами обделки восходящего тоннеля на уровнях 45 (а), 135 (б), 225 (в) и 315 (г) градусов относительно центральной оси тоннеля для его разных участков. Положительные значения – уменьшение промежутков между кольцами обделки, отрицательные – увеличение

 

Оценка деформаций восходящего тоннеля

 

На основе приведенных выше результатов можно сказать следующее. После завершения строительства котлована и подземной части комплекса зданий поблизости максимальная осадка свода восходящего тоннеля составила 33,3 мм (для поперечного сечения Y21), наибольшее горизонтальное смещение правого конца линии пят было равно 20,6 мм (для сечения Y20), а максимальное увеличение длины линии пят достигло 22,8 мм (для сечения Y20). Если сюда добавить деформации, вызванные консолидацией грунта вокруг тоннеля и движением поездов (на протяжении долгого времени) до начала работ на соседней строительной площадке, то суммарные деформации составили: максимальная осадка свода – более 48 мм; наибольшее увеличение длины линии пят (условно – диаметра) – 70 мм.

В таблице 4 приведены некоторые предельные значения деформаций тоннелей в соответствии с китайскими техническими стандартами. С учетом инженерно-геологической (и в том числе гидрогеологической) ситуации в районе Нанкина, а также накопленного опыта мониторинга для метрополитена этого города, было выбрано три уровня контрольных показателей деформирования тоннеля: порог раннего предупреждения, порог аварийного сигнала и предельное значение [44] (таблица 5). Как видно из таблиц 4 и 5, деформации рассматриваемых тоннелей превысили контрольные показатели, указанные в стандартах, в том числе для метро Нанкина.

 

Таблица 4. Предельные значения деформаций тоннелей в соответствии с китайскими стандартами (мм)

 

Таблица 5. Контрольные показатели деформаций тоннелей для метро Нанкина (мм)

 

 

Кроме того, объем нарушений в обделке тоннелей, обнаруженных в результате мониторинга, превысил зафиксированный до начала строительства поблизости. Во многих секциях обделки были обнаружены серьезные повреждения, смещения, просачивание грунтовых вод (рис. 21, а), расхождение соседних опорных элементов (плит) рельсовых путей (рис. 21, б).

 

 

Рис. 21. Нарушения в обделке тоннеля после строительства котлована и подземной части комплекса зданий поблизости: а – просачивание грунтовых вод; б – расхождение элементов опорной плиты рельсовых путей
Рис. 21. Нарушения в обделке тоннеля после строительства котлована и подземной части комплекса зданий поблизости: а – просачивание грунтовых вод; б – расхождение элементов опорной плиты рельсовых путей

 

В таблице 6 перечислены некоторые типовые варианты результатов воздействий строительства глубоких котлованов на существующие тоннели поблизости [53]. Ввиду того что в случаях 2–4 грунты внутри и снаружи будущих глубоких котлованов, а также грунты вокруг тоннелей были армированы до начала строительных работ, деформации тоннелей не превысили нескольких миллиметров. Однако из-за недостаточных предварительных расчетов и мер защиты до начала строительства в случае 1 тоннель был деформирован более чем на 30 мм. Это привело к образованию зазоров между кольцевыми сегментами обделки и опорными плитами рельсовых путей, что потребовало ремонта.

 

Таблица 6. Некоторые типовые варианты результатов воздействий строительства глубоких котлованов на существующие тоннели поблизости

 

Таким образом, необходимо было принять меры по предотвращению дальнейшего развития деформаций рассматриваемых тоннелей для гарантии безопасной работы метро Нанкина.

 

ТЕХНОЛОГИЯ ЦЕМЕНТАЦИИ ГРУНТА С МИНИМАЛЬНЫМ НАРУШЕНИЕМ ЕГО СТРУКТУРЫ

 

Оборудование

 

На основе изучения опыта исправления деформаций тоннелей в Китае был выбран метод цементации вмещающего их грунта, который, в отличие от традиционных технологий компенсационной, укрепительной и заполнительной цементации, вызывает минимальные нарушения структуры грунта (далее – метод или технология цементации микронарушений). Этот новый метод эффективной коррекции деформаций контуров тоннелей был разработан в Шанхае и уже успешно используется [24, 41, 47]. На рисунке 22 представлена схема оборудования для его применения. Основными компонентами здесь являются:

  • насосы для подачи цементного раствора и раствора силиката натрия из соответствующих резервуаров;
  • мешалка для смешивания этих двух растворов перед инъецированием;
  • манометр на мешалке для своевременного контроля давления смешанного раствора;
  • расходомер;
  • клапаны;
  • инъектор (трубка нижний конец которой имеет наружный диаметр 32 мм, внутренний диаметр 20 мм и восемь расположенных в два ряда выпускных отверстий диаметром 4 мм);
  • концевая насадка на инъектор, состоящая из протектора для защиты выпускных  отверстий от попадания в них грунта и заостренного наконечника).

Перед цементацией инъектор вставляется в предварительно пробуренную инъекционную скважину (при этом выпускные отверстия защищены протектором от закупоривания их грунтом). Для цементации нижнюю часть инъектора с перфорацией вытягивают из протектора, открыв восемь выпускных отверстий, и вводят в грунт смесь из цементного и натрий-силикатного растворов под низким давлением.

 

Рис. 22. Схема оборудования для применения метода цементации микронарушений
Рис. 22. Схема оборудования для применения метода цементации микронарушений

 

Параметры

 

Одной из главных проблем технологии цементации микронарушений является правильный выбор параметров. Следует учитывать, что этот метод по-прежнему редко применяется в Нанкине (в отличие от Шанхая, где он широко распространен). Поскольку свойства нанкинской илистой алевритистой глины аналогичны свойствам шанхайской пластичной глины, необходимые параметры цементации для Нанкина должны быть аналогичны таковым для Шанхая [10].

Перечислим основные характеристики для применения метода цементации микронарушений (см. также таблицу 7).

1. Состав и соотношение компонентов смешанного цементационного раствора. Как правило, вводимый в грунт смешанный раствор должен обладать высокой плотностью, быстрой коагуляцией, а также малой усадкой по объему и высокой прочностью после затвердевания. Поэтому для приготовления инъекционного раствора и были выбраны цементный раствор и раствор силиката натрия («жидкое стекло») при соотношении их объемов 2:1–3:1. Такой смешанный раствор застывает вскоре (примерно через 20 с) после введения в грунт и в итоге обладает высокой прочностью. Отметим, что для приготовления исходного цементного раствора используется портландцемент (PO 42.5) при водоцементном соотношении по массе 0,6–1,0. Концентрация силиката натрия в соответствующем исходном растворе составляет 35 градусов по шкале Боме, силикатный модуль силиката натрия равен 2,85.

2. Объем используемого смешанного цементационного раствора в расчете на одно выпускное отверстие. Как показали инженерные изыскания на рассматриваемых участках, там имеется два слоя грунтов – глинистые и песчаные. Для введения смешанного раствора в глинистый грунт на глубину цементации 5,2 м (как было использовано в рассматриваемом случае) требуется 1500 л, в песчаный грунт – 3000 л.

3. Скорость подачи цементационного раствора и давление цементации. Для минимизации нарушений грунта скорость подачи смешанного раствора должна быть низкой и стабильной. В рассматриваемом случае скорость подачи цементного раствора должна составлять 15–20 л/мин., раствора силиката натрия – 5–10 л/мин., смешанного раствора – около 25 л/мин. Давление подачи смешанного раствора должно быть установлено в диапазоне 0,3–0,5 МПа и контролироваться в режиме реального времени для обеспечения постоянной скорости потока.

4. Скорость подъема цементационной трубы (инъектора). Эта скорость зависит от глубины цементации, объема цементации в расчете на одного выпускное отверстие и скорости подачи смешанного цементационного раствора. В рассматриваемом случае данный показатель должен составлять 5–10 см/мин.

 

Таблица 7. Параметры для использования метода цементации микронарушений

 

При использовании технологии цементации микронарушений на практике предложенные параметры, указанные в таблице 7, могут быть изменены в соответствии с особенностями объекта.

 

Применение на практике

 

В рассматриваемом случае было принято решение провести цементацию с двух сторон от деформированных тоннелей в зоне увеличения длины линий пят сводов (условно – горизонтальных диаметров) более чем на 70 мм, а также в зонах трех колец слева и справа от деформированных (всего в зонах 155 колец).

Процесс цементации новым методом на каждом шаге вдоль тоннеля можно описать следующим образом.

Сначала определялось точное положение тоннеля (его оси, верхней и нижней отметок). Затем на поверхности грунта отмечались точки бурения направляющих скважин.

Для каждой направляющей скважины выполнялось бурение с обсадной трубой длиной минимум 10 м до уровня верха тоннеля (рис. 23). Далее со дна направляющей скважины проходилась узкая инъекционная скважина до уровня низа тоннеля, в которую вставлялся инъектор. После приготовления требуемых растворов, монтажа и регулировки цементационного оборудования инъектор вытягивался из протекторной насадки и производилась последовательная равномерная цементация грунта от отметки низа тоннеля до уровня его верха путем подъема инъекционной трубки, которую затем оставляли в скважине примерно на 10 минут (для первоначальной усадки смешанного цементационного раствора), а затем извлекали наружу.

 

 

На рисунке 23 схематично показано поперечное сечение восходящего и нисходящего тоннелей, а также скважин и диапазонов цементации грунта справа и слева от каждого из них. Справа и слева от очередного кольца каждого тоннеля бурилось по две скважины на расстояниях 3,0 и 3,6 м от конца линии пят. Цементация с каждой стороны выполнялась в два ряда на высоту 5,2 м от низа до верха тоннеля. Поскольку по данным некоторых полевых испытаний [10] одновременная цементация с обеих сторон тоннеля может привести к смещениям или повреждениям блоков его обделки, то сначала выполнялось инъецирование с одной стороны (сначала на расстоянии 3,6 м от тоннеля, потом на расстоянии 3 м), а затем – с другой стороны (в той же последовательности). Продольный шаг таких цементаций составлял 5 колец обделки, причем с временным интервалом не менее 2 дней. При этом строго контролировались реакции конструкций тоннелей. В случае превышения допустимых деформаций процесс останавливали. Все работы по цементации микронарушений выполнялись согласно принципу: «равномерность, многоточечность, небольшие объемы и многократность».

 

Рис. 23. Схема цементации грунта с двух сторон от каждого тоннеля в поперечном сечении
Рис. 23. Схема цементации грунта с двух сторон от каждого тоннеля в поперечном сечении

 

На рисунке 24 представлена кривая изменений длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) одного из колец обделки одного из тоннелей во время и после цементации грунта. Начальным считается состояние перед цементацией (изменение равно нулю). Отрицательные значения изменений говорят о том, что длина линии пят стала меньше начальной. Видно, что во время цементации под невысоким давлением процесс заполнения цементационным раствором имеющихся пустот и образующихся микротрещин в грунте оказывается боковое давление на тоннель, что приводит к уменьшению его горизонтального диаметра. Но укрепленный посредством цементации грунт имеет не настолько высокую горизонтальную жесткость, чтобы полностью противостоять упругому восстановлению горизонтального диаметра тоннеля после деформации (то есть после первоначальной коррекции), что приводит к возобновлению его увеличения до некоторого значения, которое значительно меньше начального. То есть изменения горизонтального диаметра тоннеля, показанные на рисунке 24, можно разделить на два этапа – первоначальной коррекции и упругого восстановления после нее. За 12 дней первоначальной коррекции удалось уменьшить горизонтальный диаметр на 30,5 мм. На этапе упругого восстановления диаметр достиг стабильной длины через 10 дней после цементации. При этом упругое восстановление было равно 9,1 мм, что составило около 30% от величины первоначальной коррекции. Таким образом, окончательный эффект цементации дал уменьшение диаметра на 21,4 мм, что составило около 70% от первоначальной коррекции. На основании этого можно сделать вывод, что метод цементации микронарушений обладает высокой эффективностью для бережной коррекции деформированного контура тоннеля в рассматриваемых условиях.

 

Рис. 24. Изменение длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) одного из колец обделки одного из тоннелей во время и после цементации грунта. В начальном состоянии перед цементацией изменение считается равным нулю. Отрицательные значения изменений говорят о том, что длина линии пят стала меньше начальной
Рис. 24. Изменение длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) одного из колец обделки одного из тоннелей во время и после цементации грунта. В начальном состоянии перед цементацией изменение считается равным нулю. Отрицательные значения изменений говорят о том, что длина линии пят стала меньше начальной

 

 

На рисунке 25 показано распределение изменений длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) в диапазоне поперечных сечений Y7–Y27 восходящего тоннеля, имевших при его строительстве круглые сечения диаметром 5,5 м, но эллиптические сечения с увеличением горизонтального диаметра более чем на 70 мм после создания котлована и подземной части комплекса высотных зданий поблизости. После применения метода цементации микронарушений увеличение диаметров колец обделки тоннелей более чем на 70 мм в основном было сокращено до значений менее 60 мм и в ряде случаев даже до величин порядка 45 мм. Таким образом, дополнительные деформации тоннеля, вызванные строительством по соседству, были эффективно скорректированы с помощью цементации предложенным методом.

 

Рис. 25. Увеличение длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) по сравнению с исходной вдоль трассы восходящего тоннеля
Рис. 25. Увеличение длины линии пят (условно – горизонтального диаметра) по сравнению с исходной вдоль трассы восходящего тоннеля

 

Выводы

 

В статье рассмотрены результаты численного моделирования и долгосрочного мониторинга реакции двух параллельных тоннелей метро на строительство поблизости глубокого котлована и подземной части комплекса высотных зданий. Программа комплексного полевого мониторинга была предложена на основе данных моделирования.

Результаты мониторинга позволили проанализировать развитие деформаций тоннелей и оценить их безопасность. По результатам этой оценки был предложен метод эффективной коррекции деформаций контуров тоннелей с минимальными нарушениями структуры прилегающего к ним грунта (так называемая технология цементации микронарушений). Этот метод был применен на практике, после чего была оценена его эффективность.

На основе полученных результатов можно сделать следующие выводы.

1. Создание глубокого котлована и подземной части комплекса высотных зданий оказало выраженное влияние на расположенные поблизости тоннели метро в городе Нанкин. На восходящий тоннель, находившийся ближе к строительной площадке, воздействие было больше по сравнению с нисходящим. Максимальные деформации для обоих тоннелей были обнаружены вблизи северо-восточного угла зоны строительства.

2. Такие показатели, как вертикальные смещения (в основном осадки) свода тоннеля, горизонтальные смещения боков тоннеля, увеличение длины линии пят (условно – горизонтального диаметра), были тесно связаны с соседним строительством глубокого котлована и подземной части комплекса зданий. Развитие этих деформаций можно разделить на этапы медленного, быстрого и очень медленного равномерного (либо отсутствующего) увеличения, что соответствует предварительному (перед выемкой грунта), основному (во время выемки грунта) и завершающему (после выемки грунта) этапам указанного строительства.

3. На основе принципа простой балки может быть определен диапазон осадок тоннеля в соответствии с расположением его поперечных сечений с максимальной и нулевой осадкой. В рассматриваемом случае можно было принять диапазон осадок, в два раза превышавший расстояние между сечениями Y1 и Y21 для восходящего тоннеля и в два раза превышавший расстояние между сечениями Z2 и Z15 для нисходящего тоннеля.

4. В процессе применения метода цементации микронарушений деформированные тоннели прошли этапы первоначальной коррекции контура и упругого восстановления после нее, а итоговый эффект цементации составил 70% от первоначальной коррекции. Таким образом, дополнительная деформация, вызванная строительством поблизости глубокого котлована и подземной части комплекса зданий, была успешно скорректирована с помощью предложенной технологии цементации грунта.

-

Данное исследование было финансово поддержано «Программой инноваций в области исследований и практики для аспирантов провинции Цзянсу» (№ KYCX17_0151), Научно-исследовательским фондом Высшей школы Юго-Восточного университета (№ YBJJ1791) и Китайским стипендиальным советом (№ 201706090315).


ИСТОЧНИК ДЛЯ СОКРАЩЕННОГО АДАПТИРОВАННОГО ПЕРЕВОДА

Liu B., Zhang D.-W., Yang Ch., Zhang Q.-B. Long-term performance of metro tunnels induced by adjacent large deep excavation and protective measures in Nanjing silty clay // Tunnelling and Underground Space Technology. Elsevier, 2020/01. Vol. 95. № 103147. URL: libgen.ggfwzs.net/book/77642068/771b0c; bunker2.zlibcdn.com/dtoken/18edad957c2f9c48fd754ab69523d78b/j.tust.2019.103147.pdf.

 

ЛИТЕРАТУРА, ИСПОЛЬЗОВАННАЯ АВТОРАМИ ПЕРЕВЕДЕННОЙ СТАТЬИ

  1. Chang C.T., Sun C.W., Duann S.W., Hwang R.N. Response of a Taipei Rapid Transit System (TRTS) tunnel to adjacent excavation // Tunn. Undergr. Space Technol. 2001a. Vol. 16. № 3. P. 151–158.
  2. Chang C.T., Wang M.J., Chang C.T., Sun C.W. Repair of displaced shield tunnel of the Taipei rapid transit system // Tunn. Undergr. Space Technol. 2001b. Vol. 16. № 3. P. 167–173.
  3. Chen R.P., Li J., Kong L.G., Tang L.J. Experimental study on face instability of shield tunnel in sand // Tunn. Undergr. Space Technol. 2013. Vol. 33. P. 12–21.
  4. Chen R.P., Meng F.Y., Li Z.C., Ye Y.H., Ye J.N. Investigation of response of metro tunnels due to adjacent large excavation and protective measures in soft soils // Tunn. Undergr. Space Technol. Vol. 2016. № 58. P. 224–235.
  5. Department of housing and urban-rural development of Guangdong province // DBJ/T 15-120-2017: Technical Code for Protection of Existing Structures of Urban rail Transit. Beijing, China: China City Press, 2017 (in Chinese).
  6. Di H.G., Zhou S.H., Xiao J.H., Gong Q.M., Luo Z. Investigation of the long-term settlement of a cut-and-cover metro tunnel in a soft deposit // Eng. Geol. 2016. Vol. 204. P. 33–40.
  7. Dolezalova M. Tunnel complex unloaded by a deep excavation // Comput. Geotech. 2001. Vol. 28. № 6–7. P. 469–493.
  8. Finno R.J., Calvello M. Supported excavations: observational method and inverse modeling // J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2005. Vol. 131. № 7. P. 826–836.
  9. Gao G.Y., Gao M., Yang C.B., Yu Z.S. Influence of deep excavation on deformation of operating metro tunnels and countermeasures // Chin. J. Geot. Eng. 2010. Vol. 32. № 3. P. 453–459 (in Chinese).
  10. Gao Y. Application of micro disturbance correction technique for double liquid grouting in shield tunnel disease treatment of Nanjing Metro. Urban Mass Transit. 2015. Vol. 18. №  6. P. 109–112 (in Chinese).
  11. Ge S.P., Yao X.J., Ye B., Pu S.T., Liu X.Z. Analysis of long-term settlement of soft clay under train vibration. Chin. J. Rock Mech. Eng. 2016. Vol. 35. № 11. P. 2359–2368 (in Chinese).
  12. Ge X.W. Response of a shield-driven tunnel to deep excavations in soft clay: Ph.D. thesis. The University of Hong Kong Science and Technology, Department of Civil Engineering, 2002.
  13. Hou X.L., Zhao X.B., Li X.Z., Li J.Q. Research on engineering properties of floodplain soft soil in Hexi area, China // Geol. Rev. 2011. Vol. 57. № 4. P. 600–608 (in Chinese).
  14. Huang X., Schweiger H.F., Huang H.W. Influence of deep excavations on nearby existing tunnels // Int. J. Geomech. 2013. Vol. 13. № 2. P. 170–180.
  15. Huang X., Huang H.W., Zhang D.M. Centrifuge modelling of deep excavation over existing tunnels // Proc. Inst. Civ. Eng. Geotech. Eng. 2015. Vol. 167. № 1. P. 3–18.
  16. Li H.J., Liu S.Y., Tong L.Y. Evaluation of lateral response of single piles to adjacent excavation using data from cone penetration tests // Can. Geotech. J. 2019. Vol. 56. P. 236–248.
  17. Li J.J., Wang W.D. Design and construction of deep excavation engineering adjacent to the subway tunnel // J. Railway Eng. Soc. 2011. Vol. 28. № 11. P. 104–111 (in Chinese).
  18. Li M.G., Chen J.J., Wang J.H., Zhu Y.F. Comparative study of construction methods for deep excavations above shield tunnels // Tunn. Undergr. Space Technol. 2018. Vol. 71. P. 329–339.
  19. Liang R.Z., Xia T.D., Hong Y., Yu F. Effects of above-crossing tunnelling on the existing shield tunnels // Tunn. Undergr. Space Technol. 2016. Vol. 58. P. 159–176.
  20. Liang R.Z., Xia T.D., Huang M.S., Lin C.G. Simplified analytical method for evaluating the effects of adjacent excavation on shield tunnel considering the shearing effect // Comput. Geotech. 2017. Vol. 81. P. 167–187.
  21. Liao S.M., Liu J.H., Wang R.L., Li Z.M. Shield tunneling and environment protection in Shanghai soft ground // Tunn. Undergr. Space Technol. 2009. Vol. 24. № 4. P. 454–465.
  22. Li P., Du S.J., Ma X.F., Yin Z.Y., Shen S.L. Centrifuge investigation into the effect of new shield tunnelling on an existing underlying large-diameter tunnel // Tunn. Undergr. Space Technol. 2014. Vol. 42. № 5. P. 59–66.
  23. Liu G.B., Jiang R.J., Ng C.W.W., Hong Y. Deformation characteristics of a 38 m deep excavation in soft clay // Can. Geotech. J. 2011. Vol. 48. № 12. P. 1817–1828.
  24. Liu J.H., Wang R.L., Wang X.B. Shanghai rail transit tunnel maintenance system and countermeasures to technical difficulties of settlement treatment // Undergr. Eng. Tunn. 2013. Vol. 1. № 1–6 (in Chinese).
  25. MOHURD (Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China) // GB 50911-2013: Code for Monitoring Measurement of Urban Rail Transit Engineering. Beijing, China: China Architecture & Building Press, 2013 (in Chinese).
  26. MOHURD (Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China). CJJ/T 202-2013: Technical Code for Protection Structures of Urban Rail Transit. Beijing, China: China Architecture & Building Press, 2014 (in Chinese).
  27. Ng C.W.W., Shi J.W., Hong Yi. Three-dimensional centrifuge modelling of basement excavation effects. Can. Geotech. J. 2013a. Vol. 50. № 8. P. 874–888.
  28. Ng C.W.W., Boonyarak T., Masin D. Three-dimensional centrifuge and numerical modeling of the interaction between perpendicularly crossing tunnels // Can. Geotech. J. 2013b. Vol. 50. № 9. P. 935–946.
  29. Ren Y., Xu X., Huang Q., Zhao D.Y., Yang J. Long-term condition evaluation for stay cable systems using dead load–induced cable forces // Adv. Struct. Eng. 2019. Vol. 22. № 7. P. 1644–1656.
  30. Schanz T., Vermeer P.A., Bonnier P.G. The hardening soil model: formulation and verification // Ronald B.J. Brinkgreve (ed.). Beyond 2000 in Computational Geotechnics. Rotterdam: Balkema, 1999. P. 281–296.
  31. Shen S.L., Wu H.N., Cui Y.J., Yin Z.Y. Long-term settlement behaviour of metro tunnels in the soft deposits of shanghai // Tunn. Undergr. Space Technol. 2014. Vol. 40. P. 309–323.
  32. Shi C.H., Cao C.Y., Lei M.F., Peng L.M., Ai H.J. Effects of lateral unloading on the mechanical and deformation performance of shield tunnel segment joints // Tunn. Undergr. Space Technol. 2016a. Vol. 51. P. 175–188.
  33. Shi J.W., Liu G.B., Huang P., Ng C.W.W. Interaction between a large-scale triangular excavation and adjacent structures in Shanghai soft clay // Tunn. Undergr. Space Technol. 2015a. Vol. 50. P. 282–295.
  34. Shi J.W., Ng C.W.W., Chen Y.H. Three-dimensional numerical parametric study of the influence of basement excavation on existing tunnel. Comput. Geotech. 2015b. Vol. 63. P. 146–158.
  35. Shi J.W., Wang Y., Ng C.W.W. Three-dimensional centrifuge modeling of ground and pipeline response to tunnel excavation // J. Geotech. Geoenviron Eng. 2016b. Vol. 142. № 11. P. 04016054.
  36. Shi J.W., Ng C.W.W., Chen Y.H. A simplified method to estimate three-dimensional tunnel responses to basement excavation // Tunn. Undergr. Space Technol. 2017. Vol. 62. P. 53–63.
  37. Shi J.W., Zhang X., Chen Y.H., Chen L. Numerical parametric study of countermeasures to alleviate basement excavation effects on an existing tunnel // Tunn. Undergr. Space Technol. 2018. Vol. 72. P. 145–153.
  38. Shi J.W., Fu Z.Z., Guo W.L. Investigation of geometric effects on three-dimensional tunnel deformation mechanisms due to basement excavation // Comput.Geotech. 2019. Vol. 106. P. 108–116.
  39. Sun H.S., Chen Y.D., Zhang J.H., Kuang T.S. Analytical investigation of tunnel deformation caused by circular foundation pit excavation // Comput. Geotech. 2019. Vol. 106 . P. 193–198.
  40. Tan Y., Li X., Kang Z.J., Liu J.X., Zhu Y.B. Zoned excavation of an oversized pit close to an existing metro line in stiff clay: case study // J. Perform. Constr. Facil. 2015. Vol. 29. № 6. P. 04014158.
  41. Wang X.B., Wang R.L., Liu J.H. Disposal method of unequal settlement of metro tunnel in operation in shanghai soft ground // J. Shanghai Jiaotong Univ. 2012. Vol. 46. № 1. P. 26–31 (in Chinese).
  42. Xu Z.H., Wang W.D. Selection of soil constitutive models for numerical analysis of deep excavations in close proximity to sensitive properties // Rock Soil Mech. 2010. Vol. 31. № 1 . P. 258–264 (in Chinese).
  43. Yang B.M., Liu B.G. Analysis of long-term settlement of shield tunnel in soft soil area under cyclic loading of subway train // China Railway Sci. 2016. Vol. 37. № 3. P. 61–67 (in  Chinese).
  44. Yao C.H. Nanjing Metro Line 2 for Structural Safety Monitoring Technology Research Program // Modern Survey. Mapping. 2008. Vol. 32. № 1. P. 10–12 (in Chinese).
  45. Yuan J., Liu X.W., Chen W.L. Effect of construction of deep excavation in Hangzhou silty sand on adjacent metro tunnels and stations // Chin. J. Geot. Eng. 2012. Vol. 34. № S1. P. 398–403 (in Chinese).
  46. Zhang J.F., Chen J.J., Wang J.H., Zhu Y.F. Prediction of tunnel displacement induced by adjacent excavation in soft soil // Tunn. Undergr. Space Technol. 2013a. Vol. 36. № 2. P. 24–33.
  47. Zhang D.M., Huang Z.K., Wang R.L., Yan J.Y., Zhang J. Grouting-based treatment of tunnel settlement: Practice in Shanghai // Tunn. Undergr. Space Technol. 2018. Vol. 80. P. 181–196.
  48. Zhang X.M., Ou X.F., Yang J.S., Fu J.Y. Deformation response of an existing tunnel to upper excavation of foundation pit and associated dewatering // Int. J. Geomech. 2017. Vol. 17. № 4. P. 04016112-1-14.
  49. Zhang Z.G., Huang M.S., Wang W.D. Evaluation of deformation response for adjacent tunnels due to soil unloading in excavation engineering // Tunn. Undergr. Space Technol. 2013b. Vol. 38. № 3. P. 244–253.
  50. Zhang Z.G., Zhang M.X. Mechanical effects of tunneling on adjacent pipelines based on galerkin solution and layered transfer matrix solution // Soils Found. 2013. Vol. 53. № 4. P. 557–568.
  51. Zhang Z.G., Huang M.S. Geotechnical influence on existing subway tunnels induced by multiline tunneling in shanghai soft soil // Comput. Geotech. 2014. Vol. 56. № 3. P. 121–132.
  52. Zhang Z.G., Zhang M.X., Zhao Q.H. A simplified analysis for deformation behavior of buried pipelines considering disturbance effects of underground excavation in soft clays // Arabian J. Geosci. 2015. Vol. 8. № 10. P. 7771–7785.
  53. Zheng G., Du Y.M., Diao Y., Deng X., Zhu G.P., Zhang L.M. Influenced zones for deformation of existing tunnels adjacent to excavations // Chin. J. Geot. Eng. 2016. Vol. 38. № 4. P. 599–612 (in Chinese).
  54. Zheng G., Wei S.W. Numerical analyses of influence of overlying pit excavation on existing tunnels // J. Cent. South Univ. 2008. Vol. 15. № 2. P. 69–75.

 

 

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению