Стратегии строительства тоннеля методом НАМТ в элювиальных грунтах в г. Сан-Паулу (Бразилия). Часть 2

ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ

Была проведена оценка воздействия разных схем строительства тоннеля «Параисо» на деформации грунта и на устойчивость забоя. Были получены численные модели разных вариантов строительства, которые были сопоставлены с результатами реальных измерений при строительстве тоннеля.

Устойчивость забоя оценивалась при помощи анализа методом понижения прочности (Strength Reduction Analysis (MIDAS, 2019). Он сходен с анализом предельного равновесия и предусматривает постепенное снижение параметров прочности грунта вплоть до разрушения. Он был выполнен численным методом после окончания последней фазы трехмерного конечноэлементного анализа с учетом того, что поведение элювиальной красной пористой глины можно представить идеально-упругопластической моделью с критерием прочности Кулона (моделью Мора – Кулона) с уже упоминавшимися ранее параметрам прочности (φ = 30°град., c = 30 кПа). Следует отметить, что модель Мора – Кулона использовалась только для оценки устойчивости забоя, потому что анализ методом понижения прочности не может быть выполнен с использованием модели упрочняющегося грунта. Все численные расчеты для оценки напряжений в грунте и осадок дневной поверхности, представленные в данной статье, были проведены с учетом модели упрочняющегося грунта с откалиброванными параметрами для элювиальной красной пористой глины.

Тоннели, созданные новым австрийским методом, обычно постоянно имеют уступы на забое, что снижает деформации грунта и повышает устойчивость забоя. На забое тоннеля «Параисо» было два уступа (см. рис. 1, 6).

Еще одним общепринятым решением по уменьшению деформаций грунта является уменьшение длины незакрепленного участка и увеличение жесткости обделки. Эти меры широко применяются на практике.

Кроме того, для снижения деформаций, вызванных строительством тоннелей, можно использовать методы усиления вмещающих эти тоннели грунтов, например метод ADECO-RS (Analysis of Controlled Deformation in Rocks and Soils – «Анализ управляемых деформаций в скальных и дисперсных грунтах»), который основывается на обширном усилении грунта и раскрытии сплошного забоя на полное сечение за один прием (Volkmann, Schubert, 2007).

Далее будут рассмотрены эти упомянутые выше стратегии:

1) выемка грунта и устройство обделки по частям с созданием и сохранением уступов на забое в процессе проходки тоннеля;

2) уменьшение длины незакрепленного участка тоннеля и увеличение жесткости обделки;

3) усиление вмещающего грунта методом создания так называемой зонтичной крепи вокруг свода (зонтичную крепь, иногда опережающую выемку, часто используют при строительстве тоннелей мелкого заложения в полускальных, дисперсных и слабоустойчивых грунтах в виде окружающих свод «экранов» из труб, бетона, стабилизированного грунта или др. – Ред.).

Выемка грунта на забое

Как уже отмечалось, при проходке тоннеля «Параисо» на забое присутствовали два уступа (см. рис. 1, 6). Нижний уступ служил поддержкой для верхнего.

Чтобы изучить эффективность уступной выемки грунта (ее влияние на устойчивость забоя и на предельные смещения грунта), в дополнение к основному варианту с двумя уступами на забое, примененному при проходке тоннеля «Параисо» (см. рис. 6), было проанализировано еще три разных сценария, таких как:

1) выемка без верхнего уступа,

2) выемка вообще без уступов (с раскрытием сплошного забоя на полное сечение за один прием);

3) выемка на забое по частям или за один прием с предотвращением осевых смещений грунта в зоне забоя тоннеля.

Рисунок 13 иллюстрирует использованные трехмерные конечноэлементные модели. На рисунке 13, а показан тоннель без верхнего уступа на забое, а на рисунке 13, б – вообще без уступов. Следует обратить внимание на то, что выемка с раскрытием сплошного забоя на полное сечение за один прием позволяет создать первичную обделку раньше.

Рис. 13. Трехмерные конечноэлементные модели для изучения влияния уступной выемки грунта: а –  забой только с нижним уступом (по сравнению с основным вариантом, см. рис. 6); б – сплошной забой (раскрытие забоя на полное сечение за один прием)

На рисунке 14 представлены осадки дневной поверхности в зависимости от продольного расстояния от забоя (см. рис. 14, а) и от поперечного горизонтального расстоянием от вертикальной оси тоннеля (см. рис. 14, б) для разных сценариев строительства тоннеля. Для всех сценариев значительные деформации не возникали вдали от тоннеля, а увеличение деформаций происходило c уменьшением расстояния до тоннеля. Интересно влияние крепи в зоне забоя для всех сценариев.

Основной вариант с наличием двух уступов (см. рис. 6) и вариант с наличием только нижнего уступа при ограничении смещений забоя (см. рис. 13, а)  дали сходные продольные и поперечные деформации. Раскрытие сплошного забоя на полное сечение за один прием привело к большим продольным осадкам перед тоннелем, аналогичным тем, которые были получены при проходке тоннеля без верхнего уступа на забое. Наименьшие деформации были получены при сплошном забое с ограничением осевых смещений.

Эти наблюдения подчеркнули важность ограничения деформаций в зоне забоя тоннеля, в частности деформаций элювиального пористого грунта, вмещающего верхнюю половину тоннеля, а не деформаций элювиальной пестроцветной глины, которая является гораздо более твердым грунтом.

Интересно отметить, что перед забоем осадки при сплошном забое были схожи с таковыми при отсутствии верхнего уступа на забое, но позади забоя первые были меньше вторых. Это было нелогичным, поскольку поддержка, обеспечиваемая нижним уступом, должна была бы привести к меньшим осадкам. Действительно, это так, но преимущества этой поддержки в сценарии с нижним уступом уравновесились преимуществами более раннего замыкания кольца обделки тоннеля в сценарии со сплошным забоем. Но, надо отметить, что это соотношение может зависеть от инженерно-геологических условий.

Рис. 14. Осадки дневной поверхности для разных сценариев в зависимости от: а – осевого (продольного) расстояния от забоя тоннеля; б – горизонтального (поперечного) расстояния от вертикальной оси тоннеля далеко позади забоя тоннеля [1]

На рисунке 15 показаны траектории напряжений для точек в грунте перед забоем для трех сценариев проходки тоннеля. Напряжения были взяты для середины высоты будущей выемки под свод. Траектории напряжений далеко перед забоем оказались траекториями геостатических напряжений. Ближе к забою увеличилось и среднее, и максимальное напряжение сдвига. Вблизи забоя среднее напряжение снизилось значительно, а максимальное сдвиговое напряжение снизилось лишь немного. Траектории для вариантов без верхнего уступа или вообще без уступов оказались схожими. Для основного варианта с двумя уступами напряженное состояние у забоя было дальше от поверхности текучести, чем для вариантов без верхнего уступа или вообще без уступов. Интересно также отметить, что среднее напряжение у забоя для основного варианта с двумя уступами оказалось значительно бОльшим, чем для остальных двух вариантов, в то время как максимальные напряжения сдвига для всех сценариев были ближе друг к другу. Таким образом, одно из преимуществ наличия уступов на забое заключается в том, что они увеличивают удерживающее давление на забой тоннеля, тем самым увеличивая его устойчивость.

Рис. 15. Траектории напряжений перед забоем для трех сценариев строительства тоннеля [1]. Буквенные обозначения: q – максимальное напряжение сдвига, q = (σ₁ – σ₃)/2; p – среднее напряжение, p = (σ₁+σ3)/2 (Lambe and Whitman, 1969)

На рисунке 16 показана зависимость осадки, нормированной по отношению к осадке при отсутствии снижения прочностных свойств (n = 1) от коэффициента снижения прочности (n) для трех сценариев строительства тоннеля. Осадки были приняты для точки, где поверхность скольжения достигла поверхности грунта. Из рисунка 16 видно, что осадки слегка увеличивались с ростом коэффициента n, то есть по мере снижения прочности грунта. Это небольшое увеличение было результатом ограниченной текучести грунта. Численное моделирование показало, что когда поверхность скольжения достигает поверхности грунта, то осадки увеличиваются, то есть становятся более чувствительными к снижению прочности.

Для каждого сценария осадки резко (на порядки) увеличивались при определенном коэффициенте снижения прочности n, что указывало на разрушение. Таким образом, коэффициент n может быть связан с коэффициентом запаса устойчивости к разрушению. Наибольший коэффициент запаса устойчивости был обнаружен для основного варианта с двумя уступами, а наименьший – для сценария со сплошным забоем. Результаты, приведенные на рисунке 16, свидетельствуют о том, что наличие уступов эффективно повышает устойчивость забоя.

Рис. 16. Зависимость нормированной осадки (S_y/S_y,n=1) от коэффициента снижения прочности (n) для разных сценариев проходки тоннеля [1]

На рисунке 17 показаны пластические деформации вокруг тоннеля при разрушении для разных сценариев. Интересно отметить, что поверхность скольжения при основном варианте с двумя уступами распространилась до обратного свода, для сценария с отсутствием верхнего уступа разрушение было сосредоточено на своде тоннеля, а для варианта сплошного забоя поверхность скольжения охватила весь забой. Влияние уступов заключалось в перемещении критической поверхности разрушения глубже – внутрь слоя более твердого грунта и, соответственно, в повышении устойчивости забоя.

Рис. 17. Эквивалентные пластические деформации вокруг тоннеля при разрушении для разных сценариев проходки тоннеля а – с двумя уступами на забое; б – без верхнего уступа (только с одним нижним уступом) на забое; в – со сплошным забоем. Красным цветом показаны эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синий цвет означает отсутствие пластических деформаций. Цвета спектра между красным и синим показывают эквивалентные пластические деформации от нуля до 2% [1]

Незакрепленные участки и жесткость обделки

Влияние длины незакрепленных участков и жесткости первичной обделки на деформации грунта было исследовано при помощи трехмерных конечноэлементных моделей тоннеля «Параисо». Были рассмотрены следующие параметры:

1) длина незакрепленного участка L, равная 0,8 и 1,6 м (такие параметры приняты для тоннелей диаметром 10 м, проложенных в слабом грунте новым австрийским методом; для основного варианта с двумя уступами на забое длина незакрепленного участка составляла 1,6 м);

2) толщина первичной обделки (t), составляющая от 0,2 до 0,6 м.

Отметим, что для сравнения рассматривались дополнительные сценарии с недеформируемой обделкой при L = 0,8 м и L = 1,6 м.

Модельные осадки дневной поверхности для указанных вариантов представлены на рисунке 18. Как видно из этого рисунка, осадка поверхности уменьшалась по мере увеличения жесткости обделки и уменьшения длины незакрепленного участка тоннеля. При основном варианте (L = 1,6 м и t = 0,2 м) осадка поверхности над сводом далеко позади забоя составила 89 мм. При увеличении толщины обделки до 0,4 м осадка над сводом далеко позади забоя составила 73 мм, что было на 18% меньше, чем для основного варианта. При толщине обделки 0,4 м и длине незакрепленного участка всего 0,8 м осадка дневной поверхности над сводом далеко позади забоя дополнительно уменьшилась – до 58 мм (стала на 35% меньше, чем для основного варианта). Таким образом, численные результаты показали, что деформации грунта, как и ожидалось, могут быть значительно снижены путем создания более толстой обделки ближе к забою практически сразу после выемки грунта.

Следует также обратить внимание на то, что осадки заметно уменьшились при создании недеформируемой обделки, что подчеркивает важность учета ее жесткости. Так, при L = 0,8 м и использовании недеформируемой обделки осадка поверхности над сводом далеко позади забоя снизилась до 30 мм (стала на 67% меньше, чем для основного варианта).

Полученные результаты оказались противоположными полученным Азеведо и др. (Azevedo et al., 2002), которые обнаружили незначительное влияние жесткости обделки тоннеля на деформации грунта. Но они использовали для расчетов метод конечных элементов в 2D-постановке. Поэтому указанное различие в результатах иллюстрирует важность учета изгибания обделки и траекторий напряжений в грунте в продольном направлении, чего не удается учесть при двумерных расчетах.

Рис. 18. Осадки дневной поверхности для разных вариантов в зависимости от: а – продольного расстояния от забоя тоннеля; б – горизонтального поперечного расстояния от вертикальной оси тоннеля. Буквенные обозначения: L – длина незакрепленного участка позади забоя; t – толщина обделки [1]

На рисунке 19 показаны зависимости напряжений в грунте у свода тоннеля от продольного расстояния от забоя, отражающие влияние жесткости обделки на напряжения во вмещающем тоннель грунтовом массиве. Представлены два случая: основной вариант с незакрепленным участком L = 1,6 м и толщиной обделки t = 0,2 м и вариант с L = 0,8 м и недеформируемой обделкой (соответственно с максимальными и минимальными деформациями грунта; а остальные варианты, не представленные на рисунке, оказывались между ними). В грунте далеко перед забоем напряжения соответствовали условиям естественного залегания. Вблизи от забоя радиальные напряжения σ_rr уменьшились, а осевые напряжения сдвига τ_rz увеличились. Вдоль незакрепленного участка тоннеля перед забоем и те, и другие были нулевыми. В случае с недеформируемой обделкой радиальные напряжения σ_rr увеличились и стали значительно больше, чем для основного варианта. Это было ожидаемо, поскольку более жесткая и более близкая к забою обделка принимает бОльшую нагрузку от грунта в результате трехмерных воздействий забоя (продольного изгибания свода), что снижает напряжения в грунте и уменьшает его деформации. Интересно, что в случае недеформируемой обделки не возникало осевых напряжений сдвига позади забоя тоннеля. Поскольку облицовка была недеформируемой, у периметра тоннеля не было осевых деформаций.

Рис. 19. Зависимости напряжений в грунте у свода тоннеля от продольного расстояния от забоя для основного варианта (L = 1,6 м, t = 0,2 м) и для случая недеформируемой обделки при L = 0,8 м. Буквенные обозначения: L – длина незакрепленного участка позади забоя; t – толщина обделки [1]

На рисунке 20 представлена зависимость нормированной осадки (S_y/S_y,n=1) от коэффициента снижения прочности (n) для двух разных вариантов проходки тоннеля (основного варианта при L = 1,6 м, t = 0,2 м и случая с L = 0,8 м и недеформируемой обделкой), чтобы показать воздействие незакрепленного участка и жесткости обделки на устойчивость забоя. Как видим, разрушение забоя тоннеля потребовало большего снижения прочности грунта, если обделка размещалась ближе к забою (следует обратить внимание на то, что разрушением обделки пренебрегли во всех вариантах). Результаты показали, что уменьшение длины незакрепленного участка и увеличение жесткости обделки повысили коэффициент запаса устойчивости забоя к разрушению. Причина этого заключалась в том, что жесткая обделка, расположенная ближе к забою, смогла принять бОльшую нагрузку, поэтому произошел перенос нагрузки с грунта на обделку. Отчасти этого удалось добиться за счет продольных изгибов (трехмерных воздействий забоя) что уменьшило напряжения в грунте перед забоем.

Рис. 20. Зависимость нормированной осадки (S_y/S_y,n=1) от коэффициента снижения прочности (n) для двух разных вариантов проходки тоннеля [1]

Армирование при помощи зонтичной крепи

Так называемая зонтичная крепь является распространенным методом снижения деформаций грунта, возникающих при проходке тоннеля. Она может состоять из горизонтально уложенных колонн, выполненных методом горизонтально направленного бурения и струйной цементация грунта и армированных стальными трубами (эти «колоны» расположены вплотную друг к другу по периметру тоннеля или его свода). Идея состоит в том, чтобы создать зонтичный свод для выемки грунта, благодаря чему не закрепленный обделкой участок длиной L получается защищенным.

Эффективность этого метода снижения деформаций грунта оценивалась при помощи трехмерных конечноэлементных моделей тоннеля «Параисо» и вмещающего его массива грунта.

На рисунке 21 показана проходка тоннеля с применением зонтичной крепи, которая имела толщину 0,5 м, продолжалась перед забоем на 8 м и размещалась вокруг свода, где происходила бОльшая часть деформаций грунта. Чтобы представить зонтичную крепь, была выбрана идеально-упругопластическая модель с критерием разрушения Треска (Tresca).

Зонтичная крепь моделировалась при помощи гексаэдрических конечных элементов со свойствами, эквивалентными свойствам горизонтально уложенных колонн, выполненных методом струйной цементации и армированных стальными трубами (модуль Юнга E = 1 ГПа; коэффициент Пуассона ν = 0,2; удельное сцепление c = 700 кПа). Эти параметры оценивались на основе непрерывного армирования по периметру тоннеля при помощи стальных труб с наружным диаметром 113 мм и толщиной стенок 6,3 мм, которые были зацементированы. Для проведения конечноэлементного анализа были использованы: вариант раскрытия сплошного забоя на полное сечение за один прием при наличии зонтичной крепи (см. рис. 21, а); основной вариант поэтапной выемки грунта при двух уступах на забое также с наличием зонтичной крепи (см. рис. 21, б). Стоит обратить внимание, что одновременное использование зонтичной крепи и уступной выемки грунта может быть нереалистичным в плане строительной технологичности, но этот случай все равно был включен в исследование для сравнения с основным вариантом без зонтичной крепи.

Рис. 21. Проходка тоннеля с зонтичной крепью для сценариев: а – раскрытия сплошного забоя на полное сечение за один прием; б – поэтапной выемки грунта при наличии двух уступов на забое [1]

На рисунке 22 приведены осадки дневной поверхности для разных вариантов проходки тоннеля в зависимости от продольного расстояния от забоя (рис. 23, а) и от поперечного горизонтального расстояния от вертикальной оси тоннеля (рис. 23, б) для: основного сценария с двумя уступами на забое; основного сценария с двумя уступами на забое при наличии зонтичной крепи; варианта раскрытия сплошного забоя на полное сечение за один прием при наличии зонтичной крепи. Как видим, осадка поверхности была существенно уменьшена при включении зонтичной крепи (максимальная осадка дневной поверхности составила около 29% от рассчитанной для основного сценария).

Осадки на продольном профиле (см. рис. 22, а) начали увеличиваться на расстоянии перед забоем около 20 м (что составило два диаметра тоннеля). Следует обратить внимание на то, что оседание дневной поверхности для случая сплошного забоя при наличии зонтичной крепи, начавшееся раньше, чем для двух других вариантов, было в целом больше, чем для основного варианта с зонтичной крепью, но все же прекратило увеличиваться далеко позади забоя, где осадки уже были аналогичны таковым для основного варианта с зонтичной крепью. Это казалось неожиданным, так как основной вариант имел поддержку забоя за счет уступов, чего не было при варианте сплошного забоя. Как уже упоминалось ранее, причиной такого поведения было то, что замыкание кольца обделки тоннеля при варианте сплошного забоя происходило раньше, чем при основном сценарии с двумя уступами.

Мульды осадок на поперечном сечении далеко позади забоя (см. рис. 22, б) при основном варианте с зонтичной крепью и при варианте сплошного забоя с зонтичной крепью были почти одинаковыми.

Рис. 22. Осадки дневной поверхности для разных вариантов проходки тоннеля в зависимости от: а – осевого (продольного) расстояния от забоя тоннеля; б – горизонтального (поперечного) расстояния от вертикальной оси тоннеля [1]

На рисунке 23 показаны зависимости нормированной осадки (S_y/S_y,n=1) от коэффициента снижения прочности (n) для тех же трех вариантов: основного сценария с двумя уступами на забое; основного сценария с двумя уступами на забое при наличии зонтичной крепи; варианта сплошного забоя при наличии зонтичной крепи. Оседание рассматривалось в том месте, где поверхность скольжения достигала дневной поверхности. При включении в основной вариант зонтичной крепи для разрушения потребовалось большее снижение параметров прочности (n ≈ 2,5 при разрушении для основного сценария; n ≈ 3,2 при разрушении для основного варианта с зонтичной крепью). В случае сплошного забоя при наличии зонтичной крепи разрушение произошло при n = 2,5, что оказалось больше, чем коэффициент снижения прочности при разрушении для варианта сплошного забоя без зонтичной крепи (n = 2,1, см. рис. 16).

Для основного сценария на рисунке 23 представлены два хорошо идентифицируемых режима:

1) при n = 2,1, когда плоскость скольжения достигла поверхности грунта;

2) при n = 2,5, когда произошло обрушение тоннеля.

Эти точки не получается четко идентифицировать при других вариантах. Это наводит на мысль о том, что зонтичная крепь обеспечила механизм пластического (а не хрупкого) разрушения.

Рис. 23. Зависимости нормированной осадки (S_y/S_y,n=1) от коэффициента снижения прочности (n) для трех разных вариантов проходки тоннеля [1]

На рисунке 24 представлены пластические деформации вокруг тоннеля, возникающие при разрушении, для трех сценариев. Интересно отметить, что разрушение и, следовательно, большие пластические деформации в основном происходили в грунте перед забоем тоннеля.

Рис. 24. Пластические деформации вокруг тоннеля при разрушении для: а – основного сценария проходки тоннеля с двумя уступами на забое (n = 2,5); б – варианта сплошного забоя при наличии зонтичной крепи (n = 2,5,); в – основного варианта с двумя уступами на забое при наличии зонтичной крепи (n = 3,2). Красным цветом показаны эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синим цветом отображено отсутствие пластических деформаций. Цвета спектра между красным и синим обозначают эквивалентные пластические деформации между нулем и 2% [1]

Численное моделирование показало, что использование зонтичной крепи очень эффективно для снижения деформаций грунта и повышения коэффициента запаса устойчивости к разрушению. При моделировании принимались нулевые деформации из-за бурения и цементации, что могло бы быть достигнуто при использовании зонтичной крепи.

Однако во время устройства зонтичной крепи для некоторых тоннелей сообщалось о больших осадках. Так, Фаррелл и др. (Farrell et al., 2014) сообщили о больших осадках, вызванных созданием зонтичной крепи вблизи чувствительных к оседанию зданий. Они показали, что осадка величиной примерно 25 мм произошла из-за струйной цементации при устройстве горизонтально уложенных колонн зонтичной крепи, а дополнительные 10 мм осадки – из-за выемки грунта во время проходки тоннеля. Другими словами, 70% осадки дневной поверхности произошли во время струйной цементации при устройстве зонтичной крепи.

Очевидно, что слабая конструкция может оказать большое негативное воздействие на устойчивость тоннеля и вызвать чрезвычайно большие потери грунта. При проектировании может оказаться невозможным проведение приблизительного численного анализа бурения и цементации грунта, так как они в значительной степени зависят от используемых методов и качества их выполнения. Эти факторы заранее могут быть не известны, и их можно оценить только во время строительства.

ВЫВОДЫ

В статье было рассмотрено воздействие различных стратегий строительства тоннелей новым австрийским методом на деформации грунта и устойчивость забоя. Для анализа был выбран тоннель «Параисо» системы метро города Сан-Паулу (Бразилия). Проходка этого тоннеля выполнялась в пористом грунте коры выветривания и вызывала значительные осадки дневной поверхности. Чтобы смоделировать строительство тоннеля и спрогнозировать деформации вмещающего его грунтового массива, использовалось трехмерное конечноэлементное моделирование на основе модели упрочняющегося грунта, откалиброванной по параметрам грунта, характерным для участка строительства.

Полученные результаты численного моделирования в значительной степени совпали с данными измерений при полевых исследованиях.

Устойчивость забоя тоннеля оценивалась при помощи метода снижения прочности.

Тоннель «Параисо» был построен путем поэтапной выемки грунта с двумя уступами на забое, чтобы повысить устойчивость последнего. Было изучено влияние этих уступов, а также влияние изменений схемы устройства обделки тоннеля либо путем уменьшения длины незакрепленного участка после забоя, либо путем увеличения жесткости обделки. Кроме того, был проведен анализ преимуществ устройства зонтичной крепи в зоне забоя тоннеля.

По результатам моделирования, уступы на забое снижали деформации грунта перед забоем. При отсутствии уступов, то есть при раскрытии сплошного забоя на полное сечение за один прием, осадка перед забоем увеличилась на 36%, а коэффициент запаса устойчивости забоя снизился примерно на 20%.

Интересно, что мульды осадок для поперечного сечения далеко позади забоя в случае фактического варианта строительства тоннеля с двумя уступами на забое (основного при анализе) и в случае сплошного забоя были очень похожими, хотя осадки поверхности вдоль продольной оси тоннеля различались для этих двух сценариев в значительной степени. Для случая сплошного забоя осадки перед ним были сильнее, чем для основного варианта. Но позади забоя осадки первого были меньше, чем для второго. Это было связано с тем, что в случае сплошного забоя обделка вблизи него замыкала контур тоннеля раньше, чем при наличии уступов в основном варианте. Обрушение для случая сплошного забоя произошло при коэффициенте снижения прочности n = 2,1, а для варианта с двумя уступами – при n = 2,5.

Результаты численного моделирования также показали, что более жесткая обделка ближе к забою, как и ожидалось, снизила деформации грунта, вызванные проходкой тоннеля. При строительстве тоннеля «Параисо» толщина обделки из торкрет-бетона составляла 0,2 м, а длина незакрепленного участка позади забоя была 1,6 м (этот вариант в статье назывался основным). За счет уменьшения длины незакрепленного участка до 0,8 м осадка поверхности над сводом далеко позади забоя снизилась на 19%. При толщине обделки 0,4 м и длине незакрепленного участка 0,8 м осадка поверхности над сводом далеко позади забоя оказалась на 35% меньше, чем при основном варианте. В случае недеформируемой обделки при длине незакрепленного участка позади забоя 0,8 м осадка поверхности оказалась на 67% меньше, чем для основного варианта. Кроме того, создание более жесткой обделки ближе к забою тоннеля улучшило устойчивость забоя. Коэффициент снижения прочности, требуемый для разрушения тоннеля с длиной незакрепленного участка 0,8 м, составил 2,8, а в случае длины незакрепленного участка 1,6 м (основного варианта) он составил 2,5.

Стоит обратить внимание на то, что использование более толстой первичной обделки из торкрет-бетона существенно увеличило бы стоимость проекта, а уменьшение длины незакрепленного участка позади забоя было бы менее затратным. Но недостатком сокращения длины незакрепленного участка является замедление процесса проходки тоннеля.

При числен ном моделировании была рассмотрена система зонтичной крепи в зоне забоя, которая состояла из колонн, вытянутых вдоль тоннеля и расположенных вплотную друг к другу по периметру его свода, которые выполнялись с помощью горизонтально направленного бурения и струйной цементации грунтов и были армированы стальными трубами. Зонтичная крепь оказалась очень эффективным решением для снижения деформаций грунта и повышения устойчивости забоя. При ее наличии осадки дневной поверхности над сводом далеко позади забоя оказались на 71% меньше, чем в основном варианте без такой крепи. Также было замечено, что плоскость разрушения распространялась перед зонтичной крепью, в чем участвовала бОльшая масса грунта, что привело к коэффициенту запаса устойчивости, превышающему таковой для основного варианта без зонтичной крепи.

Стоит обратить внимание, что при численном моделировании принималось отсутствие деформаций грунта из-за устройства зонтичной крепи (хотя есть сообщения о случаях больших осадок при устройстве зонтичной крепи, то есть она может оказаться не самым удачным выбором, если не обеспечить самое высокое качество ее выполнения).

Деформации грунта, вызванные проходкой тоннеля «Параисо», были большими и потенциально могли повредить существующие здания и сооружения, расположенные вблизи зоны строительства. Проведенный численный анализ показал, что осадки можно было бы сократить, если бы был принят более короткий шаг выемки и выполнена более жесткая обделка.

Таким образом, для будущих тоннелей , прокладываемых новым австрийским методом в пористых грунтах вблизи чувствительных зданий сооружений, следует рассматривать небольшой шаг выемки и толстую первичную обделку. Помимо этого было бы полезно использовать быстротвердеющий торкрет-бетон, который может достигать большой жесткости вскоре после нанесения (с учетом того, что повышение жесткости обделки тоннеля, по результатам численного моделирования, эффективно снижало деформации грунта).

Численные результаты показали, что более раннее замыкания кольца обделки тоннеля позади забоя оказалось очень эффективным для снижения деформаций грунта. Моделирование также показало, что нижний уступ оказывал пренебрежимо малое воздействие на деформации грунта, так как он была расположен в достаточно твердом грунтовом слое. Таким образом, процесс строительства тоннеля в аналогичных инженерно-геологических условиях может быть оптимизирован путем уменьшения длины нижнего уступа или даже его устранения, в результате чего кольцо обделки можно замкнуть раньше. По итогам численного анализа, верхний уступ был очень эффективен для снижения деформаций грунта перед забоем и повышения устойчивости забоя. Желательно оптимизировать длину верхнего уступа, чтобы кольцо первичной обделки было замкнуто как можно раньше.

Хотя моделирование показало, что зонтичная крепь очень эффективна для ограничения деформаций грунта, в реальности бурение и цементация могут вызвать большие деформации грунтов, особенно нестабильных (например, элювиальных пористых глин). Таким образом, систему зонтичной крепи следует использовать только в том случае, когда деформации грунта вследствие ее устройства пренебрежимо малы.

ИСТОЧНИК ДЛЯ ПЕРЕВОДА

1. Vitali O.P.M., Celestino T.B., Bobet A. Construction strategies for a NATM tunnel in Sao Paulo, Brazil, in residual soil // Underground Space. 2022. Vol. 7. № 1. P. 1–18. doi:10.1016/j.undsp.2021.04.002. URL: doi.org/10.1016/j.undsp.2021.04.002; researchgate.net/publication/351236639_Construction_strategies_for_a_NATM_tunnel_in_Sao_Paulo_Brazil_in_residual_soil.

REFERENCE FOR THE TRANSLATION

1. Vitali O.P.M., Celestino T.B., Bobet A. Construction strategies for a NATM tunnel in Sao Paulo, Brazil, in residual soil. Underground Space. 2022. 7 (1): 1–18. doi:10.1016/j.undsp.2021.04.002. URL: doi.org/10.1016/j.undsp.2021.04.002; researchgate.net/publication/351236639_Construction_strategies_for_a_NATM_tunnel_in_Sao_Paulo_Brazil_in_residual_soil.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ, ИСПОЛЬЗОВАННОЙ АВТОРАМИ ПЕРЕВЕДЕННОЙ СТАТЬИ [REFERENCES USED BY THE AUTHORS OF THE TRANSLATED PAPER]

Almeida e Sousa, J., Negro, A., Matos Fernandes, M., & Cardoso, A. S. (2011). Three-Dimensional Nonlinear Analysis of a Metro Tunnel in Sao Paulo Porous Clay, Brazil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 137(4), 376–384.

Azevedo, R. F., Parreira, A., & Zornberg, J. G. (2002). Numerical analysis of a tunnel in residual soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 128(3), 227–236.

Broere, W. (2016). Urban underground space: Solving the problems of today’s cities. Tunnelling and Underground Space Technology, 55, 245–248.

Cantieni, L., & Anagnostou, G. (2009). The e?ect of the stress path on squeezing behavior in tunneling. Rock Mechanics and Rock Engineering, 42(2), 289–318.

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.

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.

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.

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.

Farrell, R., Mair, R., Sciottic, A., & Pigorinic, A. (2014). Building response to tunneling. Soils and Foundation, 54(3), 269–279.

Farias, M. M., Moraes Junior, A. H., & Assis, A. P. (2004). Displacement control in tunnels excavated by the NATM: 3-D numerical simulations. Tunnelling and Underground Space Technology, 19, 283–293.

Golser, J. (2001). Behavior of early-age shotcrete. Proceedings of Shotcrete for Underground Support VIII, 83–93.

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

Lambe, T. W., & Whitman, R. V. (1969). Soil Mechanics. New York, N. Y.: John Wiley and Sons.

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.

Lunardi, P. (2008). Design and Construction of Tunnels – Analysis of Controlled Deformation in Rocks and Soils(ADECO-RS). Berlin Heidelberg: Springer-Verlag.

Mair, R. J., Taylor, R. N., & Bracegirdle, A. (1993). Subsurface settlement pro?les above tunnels in clays. Geotechnique, 43(2), 315–320.

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).

MIDAS Information Technology Co. (2019). Midas GTS NX manual.

Marques, F. E. R. (2006). Behavior of Shallow Tunnels in Porous Soils – the Brazilia Metro Case [Doctoral dissertation].University of Coimbra (in Portuguese).

Moller, S. (2006). Tunnel Induced Settlements and Structural Forces in Linings [Doctoral dissertation]. Institute of Geotechnical Engineering, University of Stuttgart.

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.

New, B. M., & Bowers, K. H. (1994). Ground movement model validation at the Heathrow Express trial tunnel. Tunneling, 94, 301–329.

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.

Ortigao, 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).

Ortigao, J. A. R., Cunha, R. P., & Alves, L. S. (1995). In-situ tests in Brasilia porous clay. Canadian Geotechnical Journal, 33, 189–198.

Ortigao, J. A. R., Kochen, R., Farias, M. M., & Assis, A. P. (1996). Tunnelling in Brasґэlia porous clay. Canadian Geotechnical Journal, 33 (4), 565–573.

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).

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).

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).

Rabcewicz, L. V. (1964). The new Austrian Tunnelling Method. Water Power, Part 1: November 1964, 571–515.

Rabcewicz, L. V. (1965). The new Austrian Tunnelling Method. Water Power, Part 2: January 1965, 19–24.

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.

Schmidt, B. (1969). Settlements and Ground Movements Associated with Tunneling in Soil [Doctoral dissertation]. University of Illinois.

Vaughan, P. R., & Kwan, C. W. (1984). Weathering, structure and in situ stress in residual soils. Geotechnique, 34(1), 43–59.

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.

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.

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.

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).