искать
Геотехника

Строительство тоннеля по методу NATM в выветрелых коренных породах. Часть 2. Оценка воздействия в midas GTS NX

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 собрана информация по вопросу на основе данных о строительстве тоннеля Параисо системы метро Сан-Паулу (Бразилия). В частности, проведена оценка воздействия возведения тоннелей по методу NATM на деформацию грунта и устойчивость забоя с учетом разных стратегий строительства.

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.

 

 

В первой части статьи, мы рассматривали ключевые характеристики Нового австрийского метода прокладки тоннелей (NATM) и особенности его применения в тропических грунтах. Прокладка тоннелей в данных условиях может приводить к сильной деформации грунтового основания, что, в свою очередь, оказывает воздействие на надземные и близлежащие заглубленные сооружения.

В основе исследования лежат данные о строительстве тоннеля Параисо системы метро Сан-Паулу (Бразилия). Моделирование и расчет тоннеля были выполнены в программном комплексе midas GTS NX. Расчеты включали 3D-анализ с тщательным моделированием всей последовательности строительства.

Первая часть статьи включает обзор проекта, данные о калибровке модели грунтового основания и численном моделировании тоннеля.

Во второй части проведена оценка воздействия возведения тоннелей по методу NATM на деформацию грунта и устойчивость забоя с учетом разных стратегий строительства.

Результаты, приведенные ниже, 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.

 

Обсуждение результатов

На примере тоннеля Параисо была проведена оценка воздействия разных схем возведения на деформации грунта и устойчивость забоя. Специалистами проведено моделирование, результаты которого сравнивались с наблюдениями и численными результатами, полученными при строительстве тоннеля.

Устойчивость забоя оценивалась при помощи «Анализа понижения прочности». Методика аналогична расчету предельного равновесия и предусматривает постепенное понижение параметров прочности грунта, пока не возникнет разрушение. Оценка была выполнена численным методом по окончании последней фазы 3D-расчета, с учетом того, что выветрелую красную пористую глину можно представить упругой моделью идеальной пластичности по критериям прочности Кулона, по уже обсуждаемым параметрам прочности (т.е. u = 30° и c = 30 кПа). Следует обратить внимание, что модель Мора-Кулона использовалась только для оценки устойчивости забоя. Все численные расчеты для оценки напряжений в грунте и осадки на поверхности грунта, представленные в статье, были проведены с учетом модели упрочняющегося грунта по откалиброванным параметрам для выветрелой красной пористой глины.

Тоннели, проложенные по Новому австрийскому методу, обычно идут уступной выемкой в забое, что снижает деформации грунта и повышает устойчивость забоя тоннеля. В тоннеле Параисо выполнены две уступные выемки. Кроме того, общепринятым решением по снижению деформаций грунта является уменьшение незакрепленного пролета и увеличение жесткости крепи. Эти меры широко применяются на практике. Кроме того, методы улучшения грунта можно использовать для снижения деформаций грунта, вызванных прокладкой тоннелей. К примеру, метод ADECO-RS (Расчет управляемых деформаций в скальных породах и грунтах), который основывается на интенсивной обработке грунта и полной выемке забоя или на системе зонтичной крепи [15].

 

Три стратегии, которые подробно рассмотрены ниже:

  • Частичная выемка забоя и устройство крепи уступными выемками;
  • Длина незакрепленного пролета и жесткость крепи;
  • Армирование при помощи зонтичной крепи.

 

1. Частичная выемка забоя и устройство крепи уступными выемками

Проходка тоннеля включала две уступные выемки, как показано на рисунках 1 и 7 в первой части статьи: верхнюю уступную выемку (№2 на рис. 1) и нижнюю уступную выемку (№3 на рис. 1), которая поддерживала верхнюю уступную выемку. Влияние уступных выемок на крепь забоя тоннеля и предельные перемещения грунта было изучено по трем разным сценариям, в дополнение к уже обсуждаемому варианту (основной вариант – см. рис. 7): выемка без верхней уступной выемки, без уступных выемок (т.е. полная выемка забоя), а также частичная или полная выемка забоя, предотвращающая осевые перемещения грунта в забое тоннеля, что позволило изучить эффективность уступных выемок. Рисунок 14 иллюстрирует трехмерные модели МКЭ, используемые для моделирования. На рисунке 14 (а) показан тоннель без верхней уступной выемки, а на рисунке 14 (б) – полная выемка забоя. Следует обратить внимание, что полная выемка забоя позволяет закрыть первичную крепь раньше.

 

Рис. 14. Модели для изучения влияния уступных выемок: (а) без верхней уступной выемки и (б) полная выемка забоя
Рис. 14. Модели для изучения влияния уступных выемок: (а) без верхней уступной выемки и (б) полная выемка забоя

 

На рисунке 15 приведена осадка поверхности с осевым расстоянием от забоя и с горизонтальным расстоянием от вертикальной оси тоннеля. Во всех сценариях представлены аналогичные шаблоны деформаций: значительные деформации не возникают вдали от тоннеля, а увеличение деформаций происходит по мере уменьшения расстояния до тоннеля. Интересно отметить воздействие крепи забоя на осадку, предусмотренное во всех перечисленных сценариях.

 

Рис. 15. Осадка поверхности: (а) продольное вертикальное сечение, и (б) мульда осадки далеко позади забоя тоннеля
Рис. 15. Осадка поверхности: (а) продольное вертикальное сечение, и (б) мульда осадки далеко позади забоя тоннеля

 

Сценарий полного забоя вызвал большую продольную осадку перед тоннелем, аналогично той, что была получена при прокладке тоннеля без верхней уступной выемки. Наименьшие деформации были получены при сценарии полного забоя с ограниченными осевыми перемещениями. Эти наблюдения подчеркнули важность ограничения деформаций в забое тоннеля, и, в частности, тех деформаций, которые соответствуют выветрелому пористому грунту, встречающемуся в верхней части тоннеля, а не деформаций выветрелой пестроцветной глины, которая является гораздо более устойчивым отложением.

 

Интересно отметить, что сценарий полного забоя привел к возникновению осадки, схожей с той, которая возникала в сценарии с отсутствием верхней уступной выемки впереди тоннеля, и меньшей осадке за забоем тоннеля. Как и можно было ожидать, крепь, обеспечиваемая нижней уступной выемкой, приведет к меньшей осадке, хотя и на более жестком грунте. Действительно, так и произошло, но положительные эффекты от крепи во втором сценарии были компенсированы положительными эффектами от раннего закрытия крепи тоннеля. В свою очередь, это обеспечивалось сценарием полной выемки забоя тоннеля.

 

На рисунке 16 показаны пути нагружения перед забоем при основном варианте, варианте с отсутствием верхней уступной выемки и варианте с полной выемкой забоя. Напряжения приняты на середине высоты выемки свода. Далеко перед забоем пути нагружения оказались геостатическими напряжениями. Ближе к тоннелю увеличились как средние, так и максимальные касательные напряжения (путь нагружения). Вблизи забоя среднее напряжение значительно снизилось, в то время как максимальное касательное напряжение снизилось лишь незначительно. Пути нагружения для вариантов без уступных выемок оказались схожими. В основном варианте напряженное состояние в забое сформировалось дальше от поверхности текучести, чем напряженное состояние вариантов без уступной выемки. Интересно также отметить, что среднее напряжение в забое при основном варианте оказалось значительно большим, чем средние напряжения при вариантах без уступных выемок, в то время как максимальные касательные напряжения не сильно различались.

 

Таким образом, одно из преимуществ выполнения уступных выемок заключается в том, что они увеличивают эффективное давление в забое тоннеля, тем самым улучшая его устойчивость.

 

Рис. 16. Пути нагружения перед забоем при основном варианте, вариант с отсутствием верхней уступной выемки и вариант с полной выемкой забоя
Рис. 16. Пути нагружения перед забоем при основном варианте, вариант с отсутствием верхней уступной выемки и вариант с полной выемкой забоя

 

На рисунке 17 показана нормализованная осадка с учетом коэффициента снижения прочности (n) при основном варианте (рис. 7), при варианте с отсутствием верхней уступной выемки (рис. 14 (а)) и при варианте с полной выемкой забоя (рис. 14 (b)). Осадка нормализовалась относительно расчетной при значении n = 1 (т.е. отсутствие снижения параметров прочности). Осадка была принята в точке, где поверхность скольжения достигла поверхности грунта, как показано на рисунке 17. Как можно видеть, осадка слегка увеличилась по мере роста коэффициента снижения прочности, то есть по мере снижения прочности грунта. Небольшое увеличение стало результатом ограниченной текучести грунта. Численное моделирование показало: когда поверхность скольжения достигла поверхности грунта, степень осадки увеличилась (осадка стала более чувствительной к снижению прочности).

 

Рис. 17. Нормализованная осадка (Sy) с коэффициентом снижения прочности (n) при основном варианте, варианте с отсутствием верхней уступной выемки и варианте с полной выемкой забоя. Осадка нормализуется относительно варианта, когда n =1 (Sy,n=1)
Рис. 17. Нормализованная осадка (Sy) с коэффициентом снижения прочности (n) при основном варианте, варианте с отсутствием верхней уступной выемки и варианте с полной выемкой забоя. Осадка нормализуется относительно варианта, когда n =1 (Sy,n=1)

 

В каждом сценарии у осадки наблюдалось резкое увеличение (на порядки величины) при заданном коэффициенте снижения прочности, что является свидетельством разрушения. Таким образом, коэффициент снижения прочности может быть связан с коэффициентом запаса по разрушению. Наибольший коэффициент запаса был обнаружен при основном варианте, в то время как наименьший – при сценарии с полной выемкой забоя. Результаты, приведенные на рисунке 17, свидетельствуют, что уступные выемки оказывали влияние на повышение устойчивости забоя.

На рисунке 18 показаны пластические деформации вокруг тоннеля, при разрушении. Интересно отметить, что поверхность скольжения при основном варианте была расширена до обратного свода, в то время как при сценарии с отсутствием верхней уступной выемки разрушение было сосредоточено на своде тоннеля, а при сценарии с полной выемкой забоя поверхность скольжения включала весь забой. Эффект уступных выемок должен был переместить критическую поверхность разрушения глубже в грунт, внутрь более жесткого слоя грунта, и таким образом повысить устойчивость забоя.

 

 

2. Незакрепленные пролеты и жесткость крепи

Влияние незакрепленной длины пролета и жесткости первичной опорной крепи на деформации грунта было исследовано при помощи трехмерных моделей тоннеля Параисо по МКЭ. Были рассмотрены следующие параметры: длина незакрепленного пролета (L) 0,8 м и 1,6 м (такие параметры приняты в тоннелях диаметром 10 м, проложенных в мягком грунте по Новому австрийскому методу; 1,6 м – основной вариант), и толщина первичной крепи (t) от 0,2 м до 0,6 м. Дополнительные варианты с недеформируемой крепью при L = 0,8 м и L = 1,6 м также были включены в сравнение.

Расчеты осадки поверхности для всех вариантов представлены на рисунке 19. Здесь представлена (а) схема осадки вдоль вертикального осевого поперечного сечения тоннеля и (б) через вертикальное поперечное сечение, расположенное далеко позади забоя тоннеля, изображена мульда осадки. Как видно, осадка поверхности уменьшалась по мере увеличения жесткости крепи и по мере уменьшения длины незакрепленного пролета. При основном варианте (т.е. L = 1,6 м и t = 0,2 м) осадка далеко позади забоя составила 89 мм над сводом. Если толщина крепи увеличивалась до 0,4 м, то осадка составляла 73 мм, что на 18% меньше, чем при основном варианте. При t = 0,4 м и L = 0,8 м поверхностная осадка дополнительно сократилась до 58 мм далеко позади забоя (на 35% меньше, чем при основном варианте). Таким образом, численные результаты показали, что деформация грунта, как и ожидалось, может быть в значительной степени снижена просто путем установки более толстой крепи ближе к забою. Следует обратить внимание на то, что осадка заметно уменьшилась при установке недеформируемой крепи, что подчеркивает важность учета жесткости крепи в результатах. При L = 0,8 м и использовании недеформируемой крепи поверхностная осадка снизилась до 30 мм (на 67% меньше, чем в основном варианте). Полученные результаты оказались противоположными полученным Асеведо и соавторами [2], которые обнаружили незначительное влияние жесткости крепи тоннеля на деформации грунта. Учитывая тот факт, что для расчетов эти авторы использовали метод конечных элементов в плоской постановке, разница в результатах иллюстрирует важность продольной кладки свода крепи, а также пути нагружения в грунте, что не удается учесть при двухмерном расчете.

 

Рис. 18. Эквивалентная пластическая деформация вокруг тоннеля при разрушении: (а) основной вариант, (б) без верхней уступной выемки, и (в) полная выемка забоя. Красным цветом отображены эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синим цветом отображено отсутствие пластической деформации. Цвета между красным и синим обозначают эквивалентные пластические деформации от нуля до 2%
Рис. 18. Эквивалентная пластическая деформация вокруг тоннеля при разрушении: (а) основной вариант, (б) без верхней уступной выемки, и (в) полная выемка забоя. Красным цветом отображены эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синим цветом отображено отсутствие пластической деформации. Цвета между красным и синим обозначают эквивалентные пластические деформации от нуля до 2%

 

Рис. 19. Осадка поверхности с осевым расстоянием от забоя тоннеля: (а) продольное вертикальное поперечное сечение и (б) мульда осадки далеко позади забоя тоннеля. Длина незакрепленного пролета (L): 0,8 и 1,6 м, толщина крепи (t): от 0,2 до 0,6 м и недеформируемая крепь
Рис. 19. Осадка поверхности с осевым расстоянием от забоя тоннеля: (а) продольное вертикальное поперечное сечение и (б) мульда осадки далеко позади забоя тоннеля. Длина незакрепленного пролета (L): 0,8 и 1,6 м, толщина крепи (t): от 0,2 до 0,6 м и недеформируемая крепь

 

На рисунке 20 показано влияние жесткости крепи на напряжения грунтового основания. Рисунок представляет собой продольный график напряжений грунтового основания в своде тоннеля на расстоянии от забоя. Были изучены два варианта: основной вариант (т.е. L = 1.6 м и t = 0,2 м) и вариант с L = 0,8 м и недеформируемой крепью. Это были варианты с максимальными и минимальными деформациями грунта. Остальные варианты оказывались между ними. На рисунке видно, что вдали от забоя напряжения являлись естественными. Вблизи забоя тоннеля радиальные напряжения уменьшились, в то время как касательные напряжения увеличились. Вдоль незакрепленной длины пролета как радиальные, так и осевые касательные напряжения были нулевыми. Радиальные напряжения увеличились и стали значительно больше при варианте с недеформируемой крепью, чем при основном варианте. Это было ожидаемо, поскольку более близкая к забою жесткая крепь принимает большую нагрузку от грунта через трехмерные эффекты забоя (т.е. через кладку свода крепи), в результате чего произошел сброс напряжений в грунте и уменьшение его деформации.

 

Интересно, что позади забоя тоннеля не возникало осевых касательных напряжений при варианте с недеформируемой крепью. Поскольку крепь была недеформируемой, по периметру тоннеля не возникало осевых деформаций.

 

На рисунке 21 представлена нормализованная осадка с коэффициентом снижения прочности при основном варианте и при варианте с L = 0,8 м и недеформируемой крепью. С помощью этих двух вариантов показано воздействие незакрепленного пролета и жесткости крепи на устойчивость забоя. Как видим, обрушение забоя тоннеля потребовало дальнейшего снижения прочности грунта в случаях, когда крепь размещалась ближе к забою (следует обратить внимание на то, что разрушением крепи пренебрегли во всех вариантах). Результаты показали, что уменьшение незакрепленной длины пролета и увеличение жесткости крепи повысило запас прочности забоя тоннеля при разрушении. Причина этого заключалась в том, что жесткая крепь, расположенная ближе к забою тоннеля, приняла большую нагрузку, и поэтому произошел перенос нагрузки от грунта к крепи. Отчасти этого удалось добиться посредством продольной кладки свода крепи (т.е. через трехмерные эффекты забоя), что сняло напряжения в грунте перед забоем.

 

Рис. 20. Напряжения в точке грунта, расположенной на своде, с осевым расстоянием от забоя тоннеля. Основной вариант для недеформируемой крепи с незакрепленным пролетом 0,8 м
Рис. 20. Напряжения в точке грунта, расположенной на своде, с осевым расстоянием от забоя тоннеля. Основной вариант для недеформируемой крепи с незакрепленным пролетом 0,8 м

 

Рис. 21. Нормализованная осадка (Sy), с учетом варианта n =1 (Sy,n=1), с коэффициентом снижения прочности (n), при основном варианте (L= 1,6 м и t = 0,2 м), и L = 0,8 м с недеформируемой крепью
Рис. 21. Нормализованная осадка (Sy), с учетом варианта n =1 (Sy,n=1), с коэффициентом снижения прочности (n), при основном варианте (L= 1,6 м и t = 0,2 м), и L = 0,8 м с недеформируемой крепью

 

3. Армирование при помощи зонтичной крепи

Зонтичная крепь является распространенным методом снижения деформаций грунта, возникающих при прокладке тоннеля. Она может состоять из горизонтальных колонн струйного цементирования, армированных стальными трубами, которые расположены по периметру тоннеля. Идея состоит в том, чтобы создать зонтичный свод для тоннельной выемки, поэтому незакрепленный пролет (L) защищен. Эффективность данного метода для снижения деформаций грунта оценивалась при помощи трехмерных моделей тоннеля Параисо по МКЭ. На рисунке 22 показана последовательность выемки под зонтичную крепь.

Зонтичная крепь толщиной 0,5 м достигала 8 м в ширину перед забоем тоннеля и располагалась вокруг свода тоннеля, где происходила большая часть деформаций грунта. Чтобы представить зонтичный свод, была выбрана упругая модель идеальной пластичности с критерием прочности по Треска. Зонтичная  крепь моделировалась при помощи элементов гексаэдра со свойствами, эквивалентными горизонтальным колоннам струйного цементирования, армированным стальными трубами, а именно: модуль Юнга (E) 1 ГПа, коэффициент Пуассона 0,2 и сцепление (c) 700 кПа.

 

Рис. 22. Последовательность возведения с зонтичной крепью: (а) полная выемка забоя с зонтичной крепью, и (б) основной вариант с зонтичной крепью
Рис. 22. Последовательность возведения с зонтичной крепью: (а) полная выемка забоя с зонтичной крепью, и (б) основной вариант с зонтичной крепью

 

Рис. 23. Осадка поверхности при основном варианте, основном варианте с зонтичной крепью и варианте с полной выемкой забоя с зонтичной крепью: (а) с осевым расстоянием от забоя и (б) с горизонтальным расстоянием от вертикальной оси тоннеля.
Рис. 23. Осадка поверхности при основном варианте, основном варианте с зонтичной крепью и варианте с полной выемкой забоя с зонтичной крепью: (а) с осевым расстоянием от забоя и (б) с горизонтальным расстоянием от вертикальной оси тоннеля.

 

Эти параметры оценивались на основе непрерывного армирования по периметру тоннеля при помощи зацементированных стальных труб с наружным диаметром 113 мм и толщиной 6,3 мм. Для проведения расчетов были использованы варианты полной выемки забоя с зонтичной крепью (рис. 22 (а)) и основной вариант с зонтичной крепью (рис. 22 (б)). Стоит обратить внимание, что использование зонтичной крепи и уступных выемок может быть не совсем реалистичным с точки зрения строительной технологичности в целом, но этот вариант был включен для сравнения с основным вариантом.

На рисунке 23 приведена осадка поверхности с осевым расстоянием от забоя (т.е. продольная кривая осадки, рис. 23 (а)) и с горизонтальным расстоянием от вертикальной оси тоннеля (мульда осадки, рис. 23 (б)) для основного варианта и для вариантов с зонтичной крепью, изображенных на рисунке 22. Как видим, осадка поверхности была существенно уменьшена при включении зонтичной крепи, при этом максимальная осадка поверхности составляет около 29% от той, что была рассчитана в основном варианте. Осадка начала увеличиваться на уровне около 20 м (два диаметра тоннеля) перед забоем.

Следует обратить внимание на тот факт, что осадка при полной выемке забоя с зонтичной крепью, начавшаяся ранее, чем в двух других вариантах, оказалась больше, чем при основном варианте с зонтичной крепью. Однако она все же прекратилась далеко позади забоя, достигнув амплитуды, аналогичной основному варианту с зонтичной крепью. Это оказалось неожиданным, так как основной вариант обеспечил крепь для забоя посредством уступных выемок, которых не было при варианте полной выемки забоя. Как уже упоминалось ранее, причиной такого поведения было то, что закрытие крепи при варианте с полной выемкой забоя происходило раньше, чем при основном варианте. Мульда осадки далеко позади забоя при основном варианте с зонтичной крепью и варианте с полной выемкой забоя с зонтичной крепью была почти одинаковой.

Нормализованная осадка в виде функции коэффициента снижения прочности (n) показана на рисунке 24 для основного варианта, основного варианта с зонтичной крепью и варианта полной выемки забоя с зонтичной крепью. Как и ранее, осадка была принята в том месте, где скольжение разрушения достигло поверхности, что и показано на рисунке.

 

Рис. 24. Нормализованная осадка (Sy) относительно n =1(Sy,n=1), с коэффициентом снижения прочности (n) для основного варианта, основного варианта с зонтичной крепью и варианта полной выемки забоя с зонтичной крепью.
Рис. 24. Нормализованная осадка (Sy) относительно n =1(Sy,n=1), с коэффициентом снижения прочности (n) для основного варианта, основного варианта с зонтичной крепью и варианта полной выемки забоя с зонтичной крепью.

 

Когда зонтичная крепь была включена в основной вариант, для разрушения потребовалось большее снижение параметров прочности (n при разрушении в основном варианте с зонтичной крепью составляло около 3,2, а при основном варианте – 2,5). В варианте с полной выемкой забоя и зонтичной крепью произошло разрушение при значении n=2,5, что оказалось больше, чем снижение прочности, необходимое для разрушения при варианте полной выемки забоя (n=2,1, рис. 17).

Для основного варианта на рисунке представлены два хорошо идентифицируемых режима: первый – при n = 2,1, когда скольжение разрушения достигло поверхности грунта; второй – при n = 2,5, когда произошло обрушение тоннеля. Эти точки не получается четко идентифицировать в других вариантах. Следовательно, можно предположить, что зонтичная крепь обеспечила податливость механизма разрушения.

На рисунке 25 представлены пластические деформации вокруг тоннеля, возникающие при разрушении во всех вариантах. Интересно отметить, что разрушение и, следовательно, большие пластические деформации, были ограничены в объеме грунта перед забоем тоннеля.

 

Рис. 25. Пластическая деформация вокруг тоннеля при разрушении: (а) основной вариант, n = 2,5, (б) полная выемка грунта с зонтичной крепью, n = 2,5, и (в) основной вариант с зонтичной крепью, n = 3,2. Красным цветом отображены эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синим цветом отображено отсутствие пластической деформации. Цвета между красным и синим обозначают эквивалентные пластические деформации от нуля до 2%
Рис. 25. Пластическая деформация вокруг тоннеля при разрушении: (а) основной вариант, n = 2,5, (б) полная выемка грунта с зонтичной крепью, n = 2,5, и (в) основной вариант с зонтичной крепью, n = 3,2. Красным цветом отображены эквивалентные пластические деформации, равные или превышающие 2%. Синим цветом отображено отсутствие пластической деформации. Цвета между красным и синим обозначают эквивалентные пластические деформации от нуля до 2%

 

Численное моделирование подтвердило, что использование зонтичной крепи оказалось крайне эффективным для снижения деформаций грунта и повышения запаса прочности по разрушению. Численные результаты предполагают нулевую деформацию из-за бурильных работ и цементирования, что может быть достигнуто путем установки системы зонтичной крепи. Тем не менее, во время устройства зонтичной крепи в некоторых тоннелях сообщалось о большой осадке. Фаррелл и соавторы [9] в своей работе сообщают о большой осадке, вызванной использованием зонтичной крепи вблизи малоустойчивых зданий. Авторы показали, что осадка примерно в 25 мм произошла из-за струйного цементирования колонн, а дополнительные 10 мм – из-за выемки тоннелей. Другими словами, 70% поверхностной осадки произошли во время струйного цементирования горизонтальных колонн. Очевидно, что слабая конструкция может оказать большое негативное воздействие на устойчивость тоннеля и вызвать значительный уход грунта. При проектировании может оказаться невозможным выполнить приблизительный численный расчет буровых работ и цементирования, так как они в значительной степени зависят от используемых методов возведения и качества строительства. Эти факторы неизвестны, и их можно оценить только во время строительства.

 

Выводы

В статье было рассмотрено воздействие различных стратегий возведения тоннелей по Новому австрийскому методу на деформацию грунта и устойчивость забоя. Для проведения расчета был выбран тоннель Параисо метро в Сан-Паулу (Бразилия). Прокладка тоннеля проводилась в выветрелом пористом грунте и вызвала значительную осадку поверхности. Численная трехмерная модель МКЭ с моделью упрочняющегося грунта, откалиброванная по параметрам грунта, который встречается на участке застройки, использовалась, чтобы смоделировать возведение тоннеля и спрогнозировать деформации грунта. Результаты, полученные в модели, в значительной мере совпали с данными натурных исследований. Устойчивость забоя тоннеля оценивалась при помощи метода редукции.

Тоннель Параисо был построен путем частичной выемки забоя с двумя уступными выемками, чтобы повысить устойчивость забоя. Было изучено воздействие уступных выемок, а также влияние изменения схемы крепи, либо через уменьшение незакрепленного пролета, либо через увеличение жесткости крепи. Кроме того, был проведен анализ преимуществ устройства зонтичной крепи в забое тоннеля. Результаты моделирования показали, что уступные выемки снизили деформацию грунта перед забоем. При отсутствии уступных выемок, т.е. при полной выемке забоя, осадка перед забоем увеличилась на 36%, а коэффициент запаса прочности забоя тоннеля снизился примерно на 20%. Интересен тот факт, что мульды осадки далеко позади забоя в основном варианте (фактический процесс возведения тоннеля) и в варианте с полной выемкой забоя были очень похожими, хотя продольная осадка различалась в значительной степени. При варианте с полной выемкой забоя осадка перед забоем была сильнее, чем при основном варианте. Тем не менее, за забоем осадка для варианта с полной выемкой забоя была меньше, чем в основном варианте. Это связано с тем, что крепь всего тоннеля была завершена вблизи забоя при полной выемке, в то время как в основном варианте крепь тоннеля не могла быть закрыта рядом с забоем из-за наличия уступных выемок. Было отмечено, что обрушение в основном варианте произошло при коэффициенте снижения прочности (n) 2,5, а в варианте с полной выемкой – при n=2,1.

Результаты численного моделирования также показали, что более жесткая крепь вблизи забоя, как и ожидалось, снизила деформацию грунта, вызванную прокладкой тоннеля. Выемка тоннеля Параисо проводилась при незакрепленной длине пролета 1,6 м и удерживалась набрызг-бетоном толщиной 0,2 м. За счет уменьшения длины незакрепленного пролета до 0,8 м осадка поверхности над сводом, расположенным далеко позади забоя, снизилась на 19%. Для незакрепленной длины пролета 0,8 м и толщины крепи 0,4 м осадка поверхности далеко позади забоя над сводом оказалась на 35% меньше, чем осадка в основном варианте. При рассмотрении недеформируемой крепи, установленной на расстоянии 0,8 м позади забоя, осадка поверхности оказалась на 67% меньше, чем в основном варианте. Кроме того, установка более жесткой крепи ближе к забою тоннеля улучшила устойчивость забоя. Снижение прочности, необходимое для разрушения тоннеля с незакрепленной длиной пролета 0,8 м, составляло 2,8, в то время как в основном варианте при незакрепленном пролете 1,6 м оно составило 2,5. Стоит обратить внимание, что использование более толстой крепи из набрызг-бетона существенно увеличило бы стоимость проекта при том, что сокращение длины незакрепленного пролета было бы менее затратным. Недостатком сокращения незакрепленной длины пролета является замедление продвижения тоннеля.

Система зонтичной крепи, рассмотренная методами числен ного анализа, состояла из колонн струйного цементирования, армированных стальными трубами, по периметру тоннеля. Численные результаты показали, что зонтичная крепь оказалась очень эффективным решением для снижения деформаций грунта и улучшения устойчивости забоя. Осадка поверхности над сводом далеко позади забоя оказалась на 71% меньше, чем в основном варианте. Также было отмечено, что при разрушении поверхность разрушения распространялась перед зонтичной крепью. Таким образом, большая масса грунта была мобилизована до разрушения, что привело к значению коэффициента прочности, превышающему значение в основном варианте. Стоит обратить внимание, что численные результаты не предполагают деформаций грунта из-за устройства зонтичной крепи (варианты, где сообщалось о большой осадке при устройстве зонтичной крепи). Таким образом, система зонтичной крепи может оказаться не самым удачным вариантом, если не обеспечить высокое качество ее исполнения.

Деформации грунта, вызванные прокладкой тоннеля Параисо, оказались значительными и могли потенциально повредить близлежащие конструкции. На основании проведенных численных расчетов осадку можно было сократить, если бы был принят более короткий шаг выемки и установлена более жесткая крепь. Таким образом, для будущих тоннелей , прокладываемых по Новому австрийскому методу в пористых грунтах вблизи малоустойчивых конструкций, следует учитывать небольшой шаг выемки и толстую первичную крепь. Помимо этого, было бы целесообразно использовать набрызг-бетон раннего нарастания прочности, который может достигать высокой степени жесткости вскоре после нанесения с учетом того, что численные результаты показали, что жесткость крепи тоннеля эффективно снижала деформации грунта. Численные результаты показали, что более раннее закрытие кольца крепи оказалось очень эффективным для снижения степени деформации грунта. Они также показали, что нижняя уступная выемка оказывала незначительное воздействие на деформации грунта, так как она была расположена в очень прочном грунтовом слое. Таким образом, процесс возведения может быть оптимизирован путем уменьшения длины нижней уступной выемки или даже ее устранения, и таким образом крепь можно будет закрыть раньше. Согласно численным результатам, верхняя уступная выемка оказалась очень эффективной в целях снижения деформаций грунта перед забоем и повышения устойчивости забоя. Желательно оптимизировать длину верхней уступной выемки, чтобы первичная крепь могла быть закрыта как можно раньше. В то время как численные результаты показали, что зонтичная система будет крайне эффективной для ограничения деформаций грунта, буровые работы и цементирование могут вызвать большие деформации грунта, особенно в нестабильных грунтах (т.е. в выветрелых пористых глинах). Таким образом, систему зонтичной крепи следует использовать только в том случае, когда деформация грунта вследствие ее устройства незначительна.


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).

 

 

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению