CC BY
28
8. Kachurin N. M. Isolation of methane from under-worked and over-worked rocks into the worked-out space of the treatment site.Izvestiya vuzov. Mining journal. 1987. No. 2. Pp. 5459.
9. Kachurin N. M., Borshchevich A. M., Bukhtiyarov A. A. Metanovydele-tion in the treatment face of the underworked and overworked rocks / / Proceedings of the Tula state University. earth science. 2011. Vol. 1. Pp. 62-68.
10. Kachurin N. M., Borshchevich A. M., Bukhtiyarov A. A. Forecast of methane release from the surface of the outcrop of the developed coal seam and the load on the lava during intensive coal excavation. 2010. No. 5. Pp. 19-24.
11. Kachurin N. M., Efimov V. I., Borshchevich A. M. Ensuring the safety of the mine - lava technology by the gas factor during the development of gas-bearing coal seams.Rudnik buduschego. Special issue. 2010. No. 3. Pp. 81-87.
12. Safety of geotechnologies of coal mining by gas factor / N. M. Kachurin, A. M. Borshchevich, O. N. Kachurina, A. A. Bukhtiyarov / / life Safety. 2010. No. 5. Pp. 24-27.
УДК 624.191; 624.121.532
НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ КРЕПЕЙ И ОБДЕЛОК ТРАНСПОРТНОГО ТОННЕЛЯ В ИЗВЕСТНЯКАХ
М.О. Лебедев
Рассмотрено строительство железнодорожного тоннеля в известняках различной степени трещиноватости. По данным натурных исследований на опытных участках получены величины усилий в крепи и обделке. Выполнено сопоставление результатов натурных исследований с расчетными значениями усилий, полученными по различным методикам, и с фактическими инженерно-геологическими условиями строительства.
Ключевые слова: тоннель, обделка, напряжения, деформации, технология, расчеты, инженерно-геологические условия.
При строительстве транспортных тоннелей инженерно-геологические условия даже в пределах одной литологической разности могут значительно отличаться параметрами трещиноватости, что в конечном итоге предопределяет различную работу крепей и обделок в части их напряженно-деформированного состояния.
Нормирование по учету трещиноватости при расчете крепей и обделок транспортных тоннелей определяется по своду правил [1] для схемы заданных нагрузок, в зависимости от предела прочности пород на сжатие «в куске» и категории массива по степени трещиноватости. При этом корректирующий коэффициент принимает значение от 1,7 до 0,1. В расчетах методами механики сплошной среды трещиноватость массива часто учитывается корректировкой величины модуля общей деформации к приведенному модулю деформации [2-4], учитывающему как трещиноватость массива, так и его ползучесть.
Определить качественное и количественное влияние степени трещи-новатости пород на фактическое напряженно-деформированное состояние
крепей и обделок позволяет проведение натурных исследований в составе геотехнического мониторинга при строительстве подземных сооружений.
Так, при строительстве Олимпийских тоннелей на трассе Адлер -Альпика-Сервис один из железнодорожных тоннелей строился в известняках различной степени трещиноватости. Длина тоннеля составляет 108,5 м (рис. 1).
В соответствии с инженерно-геологическими изысканиями на 40 % длины тоннеля породы трещиноватые до сильнотрещиноватых, закарстован-ные, прочные. Коэффициент крепости по устойчивости Г=2,0.2,5. Известняки прочные как в водонасыщенном состоянии (Ясв =50,2.94,8 МПа, в среднем Ясв = 67,7 МПа). так и в воздушно-сухом (Яс =62,7.105,7 МПа, в среднем Яс = 82,36 МПа). Известняки неразмягчаемые.
Рис. 1. Продольный разрез тоннеля и размещение опытных участков по трассе тоннеля: 1 - ПК 224+59,5; 2 - ПК 224+84; 3 - ПК
225+25; 4 - ПК 225+47,5
На 60 % длины тоннеля породы трещиноватые и слаботрещиноватые, прочные. Коэффициент крепости по устойчивости Г=6,0.8,0. Известняки прочные в водонасыщенном состоянии (Ясв =90,0.124,0 МПа, в среднем Ясв = 102,7 МПа) и прочные и очень прочные при естественной влажности (Ясе =102,0.146,0 МПа, в среднем Ясе = 115,8 МПа). Предел прочности на растяжение практически одинаков как для водонасыщенных, так и для образцов при естественной влажности Ярв = 5,13 МПа (Ярв =4,5.6,2 МПа), Яре = 5,8
МПа (Rpe =5,1...7,3 МПа). Плотность пород меняется незначительно (р =
3 3
2,61.2,69 г/см , в среднем 2,65 г/см . Известняки неразмягчаемые.
В табл. 1 представлены инженерно-геологические условия на опытных участках по проектным и фактическим данным.
Проходка железнодорожного тоннеля была разбита на два этапа, выполняемыми последовательно. Сначала была выполнена проходка калотты со стороны северного портала на всю длину тоннеля. После завершения проходки калотты встречными забоями выполнили проходку нижней части тоннеля на всю его длину.
Проходку вели стреловым проходческим комбайном Alpine Miner АМ 75 и буровзрывным способом. Погрузка отбитой горной массы осуществлялась в подземные автопоезда МоАЗ 7405-9586 или погрузочно-доставочные машины.
Таблица 1
Инженерно-геологические условия строительства тоннеля
Опытный участок, ПК Инженерно-геологическая характеристика пород
По данным исполнительной геологии По данным сейсмоаку-стических исследований По проекту
Ео, МПа наруш./ест еств. V наруш./ест еств. Ео, МПа V
4+59,5 Окремненные известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои до 30 см и более. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, £=6.8. 952/12014 0,38/0,31 3100 0,22
4+84 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 1030 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, £=6.8. 952/12014 0,38/0,31 3100 0,22
5+25 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 10.30 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, £=6.8. 952/4120 0,38/0,33 1670 (тектоническая зона) 0,3
5+47,5 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 10.15 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, £=6.8. 952/4120 0,38/0,33 3100 0,22
Очистная подборка породы в труднодоступных для комбайнов местах, а также другие вспомогательные и погрузо-транспортные работы, производились маневренными машинами «TORO-30Ш».
Временная крепь на всей трассе тоннеля выполнена из двутавровых арок N20 с шагом 1,5 м и заполнением межрамного пространства тяжелым бетоном класса В25 либо набрызгбетоном такого же класса. При проходке калоттной части величина заходки равнялась шагу установки арок. Для проходки штроссовой части тоннеля использовалась та же техника, что и для
проходки калоттной части тоннеля. Раскрытие штроссовой части буровзрывным способом осуществлялось на всю высоту заходками на 1-3 метра с опережением разработки одной стороны тоннеля на величину заходки.
Постоянную обделку из монолитного железобетона возводили с использованием стальной передвижной опалубки на рельсовом ходу типа «Saga Cogio». Перед монтажем арматурного каркаса постоянной обделки по внутреннему контуру временного крепления закрепляли рулонную гидроизоляцию.
Определение напряженно-деформированного состояния крепи и обделки, при строительстве тоннеля, выполнялось на опытных участках при помощи струнных датчиков, размещаемых на внешнем и внутреннем контурах калоттной и штроссовой частей (рис. 2).
Во временной крепи датчики были установлены на ПК 4+59,5, ПК 4+84, ПК 5+25, ПК 5+47,5.
В постоянной обделке датчики установлены на ПК 4+59,3, ПК 4+88,9, ПК 5+25 и ПК 5+48,5.
На опытных участках в крепи измерительными приборами оснащены четыре узла по два датчика (рис. 2).
б
Рис. 2. Проходка тоннеля: а - поперечное сечение тоннеля с размещением датчиков в крепи и обделке; б - разработка штроссовой части способом БВР; 1 - датчики в крепи калоттной части; 2 - датчики в крепи штроссовой части; 3 - датчики в обделке
Возведение постоянной обделки вызвало увеличение нормальных тангенциальных напряжений в крепи за счет температурных градиентов. По мере набора прочности чистовым бетоном напряжения в крепи возвращаются к своим прежним значениям.
Из них два узла по два датчика при проходке калотты и два узла по два датчика при проходке штроссы. В постоянной обделке в каждом сечении установлены 4 датчика - 2 датчика на внешнем контуре и 2 датчика на внутреннем контуре.
Рассмотрим результаты исследований для наиболее неблагоприятного участка - на ПК 5+25 (рис. 3).
Изначально калоттная часть здесь была разработана на высоту 5,6 м, а затем с отставанием забоя доработана до высоты 7,23 м. Процесс понижения калоттной части вызвал снижение и до того незначительных напряжений до нулевых значений. Затем напряжения начинают снова увеличиваться. Разработка штроссы оказала влияние на изменение усилий в крепи калоттной части, но не значительное. Отмечалось уменьшение напряжений на 1 МПа, а при отходе забоя штроссы напряжения вернулись к прежним значениям.
—о—деф-я (внешний) —□—деф-я (внутренний)
—*—напр-е (внешний) —■—напр-е (внутренний)
Рис. 3. Кривые развития относительных деформаций и нормальных тангенциальных напряжений в бетоне временной крепи на ПК 5+25: 1 - доработка калотты на полное сечение; 2 - разработка штроссовой части; 3 - возведение постоянной обделки
За весь период исследований сжимающие нормальные тангенциальные напряжения в калоттной части крепи не превысили 2,5 МПа. С учетом средних напряжений в сечении крепи 1,8 МПа нормальная сила составляет 396 кН.
Напряженно-деформированное состояние крепи штроссовой части тоннеля достаточно быстро стабилизировалось. Через 1,5 месяца после возведения крепи штроссовой части нормальные тангенциальные напряжения составляли 1,5 МПа. Возведение постоянной обделки вызвало увеличение нормальных тангенциальных напряжений в крепи штроссовой части на такие же величины, как и в калоттной части, а затем по мере набора прочности чи-
стовым бетоном, они вернулись к своим прежним величинам и далее стали стремиться к нулевым значениям.
Напряженно-деформированное состояние постоянной обделки (рис. 4) формируется достаточно длительное время - в течение одного года, после чего отмечается стабилизация. Нормальные тангенциальные напряжения за это время увеличиваются до 3 МПа на внутреннем контуре обделки. На внешнем контуре напряжения растяжения составляют около 1 МПа. При таком уровне напряжений нормальная сила составляет около 650 кН.
Усилия в крепи и обделке формируются одинаково, относительно оси тоннеля, с правой и левой стороны. Коэффициент вариации не превышает 15 %. Величины нормальных тангенциальных напряжений для всех опытных участков по длине тоннеля сведены в табл. 2.
Таблица 2
Результаты натурных исследований напряженно -деформированного состояния крепи и обделки на опытных участках
Опытный участок Глубина заложения (до шелы-ги), м Нормальные тангенциальные напряжения, МПа (на внешнем контуре/на внутреннем контуре)
В крепи калоттной части В обделке
После разработки калотты В калотте после разработки штроссы
ПК 4+59,5 20,0 5,0/5,8 6,3/7,5 2,2/2,0
ПК 4+84 32,0 1,3/0,8 2,3/1,0 -1,0/3,0
ПК 5+25 32,0 0,6/1,0 1,3/2,3 -1,0/3,0
ПК 5+47,5 28,0 1,6/2,0 2,0/2,6 -1,0/1,2
Примечание: знак «-» обделке 1 год.
растяжение; продолжительность наблюдений по постоянной
3 ю
Продолжительность наблюдений, дата
^^деф-я (внешний > —■— деф-я (внутренним > А напр-е (внешний) ■ напр-е (внутренний)
б
Рис. 4. Кривые развития деформаций и нормальных тангенциальных напряжений в бетоне постоянной обделки на ПК 5+25 (а); вид на тоннель со стороны Южного портала (б)
Анализ величин напряжений и инженерно-геологических условий из табл. 1 показывают, что для опытного участка на ПК 5+25 при видимых худших условиях расположения, напряжения в крепи меньше, чем на других опытных участках, а в обделке нормальные тангенциальные напряжения не превышают таких параметров на других опытных участках.
Выделяется опытный участок на ПК 4+59,5, где в крепи напряженно-деформированное состояние больше, чем на других опытных участках в 2.3 раза. Такому напряженному состоянию способствовала большая площадь поперечного сечения тоннеля на 20 %, связанная с раструбным участком у Южного портала и его расположения в зоне влияния склона (рис. 4б).
Из полученных результатов натурных исследований видно, что усилия в конструкции временной крепи и постоянной обделки весьма незначительно отличаются при изменении степени трещиноватости вмещающего массива (рис. 5), представленного известняками.
г х \ \ хX \ \\
ПК 5+49,4 ПК 5+23,5 ПК 4+85,0 1 ПК 4+65,0
1 1
Рис. 5. Структура забоя в районе опытных участков
При проектировании транспортных тоннелей невозможно спрогнозировать трещиноватость массива по всей трассе тоннелей. Прогноз выполняется на основании инженерно-геологических изысканий, но как показывает практика строительства, фактическая структура массива может изменяться через каждые 10 метров и даже чаще, а также не соответствовать ожидаемым параметрам. Например, для рассматриваемого тоннеля, по результатам изысканий, породы в районе ПК 4+84 и ПК 5+25 являлись сильнотрещиноватыми, а по факту оказались слаботрещиноватыми. Но при этом на припортальных участках и в средней части тоннеля были зафиксированы и сильнотрещиноватые породы.
Неточный прогноз инженерно-геологических условий влияет и на результаты расчетов напряженно-деформированного состояния крепей и обделок. Взависимости от степени трещиноватости (структурной нарушенности массива) расчетная нагрузка на тоннели может изменяться в разы. Не менее значительное влияние на результаты расчетов оказывает выбор метода расчета.
Методам расчета напряженно-деформированного состояния крепей и обделок транспортных тоннелей посвящено большое число работ, обзор которых выполнен в работах [2-3, 5-8].
С развитием компьютерной техники наиболее распространенным методом расчета подземных сооружений стал метод численного моделирования. В настоящее время существует достаточно большое количество специализированного программного обеспечения, которое может успешно использоваться при проектировании.
Метод конечных элементов позволяет рассматривать подземные сооружения сложных пространственных форм, различные модели поведения грунтов, учитывать технологию строительства тоннелей и существующие инженерные сооружения.
Так, например, А. Томас в работе [9] отмечает, что метод конечных элементов позволяет выявить слабые места принимаемых проектных решений, однако достоверность полученных результатов обязательно должна быть подтверждена с помощью аналитических методов расчета и натурных наблюдений.
Не теряют своей актуальности методы расчета, основанные на теории сводообразования (по схеме заданных нагрузок). Отличаясь наглядностью и доступностью, вместе с тем, схемы заданных нагрузок не в полной мере отвечают требованиям, которые сегодня предъявляются к расчету подземных сооружений. Принципиальный недостаток состоит в том, что не в полной мере учитывается технология сооружения выработки, которая существенно влияет на величину нагрузок на крепь, а также физико -механические свойства вмещающего массива.
На практике информативным методом с качественной и количественной точки зрения являются аналитические методы расчета, реализация которых в виде компьютерных программ, позволяет быстро выполнить многовариантные расчеты. Разработкой аналитических методов расчета обделок тоннелей и крепи капитальных горных выработок занимались многие ученые, но наибольших успехов в расчетах на различные нагрузки и воздействия добился коллектив авторов под руководством Н.Н. Фотиевой. В основу разработанных методов расчета [10-12] на различные виды воздействий для круговых и некруговых тоннелей, положены строгие аналитические решения соответствующих плоских задач теории упругости.
Аналитический метод расчета нагрузок на обделки тоннелей в физически нелинейных массивах рассмотрен в работе [13].
За рубежом широко применяются эмпирические методы расчета, основанные на предыдущем опыте их строительства в аналогичных условиях. Для определения нагрузок на обделку тоннеля используются различные классификации, рекомендующие в зависимости от горно-геологических условий и размеров тоннеля, определенный тип обделки тоннеля и формулы для расчета горного давления. Первоначально ориентированные на выработ-
ки, строящиеся горным способом, впоследствии эмпирические методы были модифицированы для тоннелей, сооружаемых с использованием тоннелепро-ходческих комплексов [14]. Статистика показывает, что построено большое количество тоннелей, при проектировании которых использовался эмпирический метод [15].
Для рассмотренного в данной статье тоннеля были выполнены расчеты напряженно-деформированного состояния крепи и обделки различными методами - методом заданных нагрузок (теория сводообразования), аналитическим методом и численным методом (методом конечных элементов). Результаты расчетов [16] показали, что наиболее точно работу крепи и обделки для приведенных инженерно-геологических условий отражает метод заданных нагрузок (метод Метрогипротранса).
По результатам натурных исследований с учетом фактических инженерно-геологических условий получено, что напряженно-деформи-рованное состояние системы «обделка - крепь - вмещающий массив» незначительно изменяется по всей трассе тоннеля даже при изменении степени трещинова-тости вмещающего массива, представленного известняками. Этому, по всей видимости, способствует относительно незначительная глубина заложения тоннеля.
Можно отметить, что теория сводообразования даже при своих известных недостатках, может давать наиболее правдоподобные результаты расчета по сравнению с аналитическими и численными методами.
Натурные исследования напряженно -деформированного состояния крепей и обделок, выполненные в различных инженерно-геологических условиях и для различных технологических схем строительства тоннелей, позволяют определить оптимальный метод расчета, который с достаточной для практики точностью, позволит рассчитывать несущие элементы подземных сооружений.
Список литературы
1. СП 122.13330.2012 Тоннели железнодорожные и автодорожные. Актуализированная редакция СНиП 32-04-97.
2. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и конструкций крепей. М.: Недра, 1984. 415 с.
3. Булычев Н.С., Фотиева Н.Н., Стрельцов Е.В. Проектирование и расчет крепи капитальных выработок. М.: Недра, 1986. 288 с.
4. Протосеня А.Г. О постановке задач по расчету нагрузок на капитальные выработоки и тоннели // Устойчивость и крепление горных выработок. Крепление и поддержание горных выработок. СПб.: Санкт-Петербургский горный институт, 1992. С.4-8.
5. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений: учебник для вузов. 2-е изд. М.: Недра, 1994. 382 с.
6. Механика подземных сооружений. Пространственные модели и мониторинг / А.Г. Протосеня [и др.] // СПб: СПГГУ-МАНЭБ, 2011. 355 с.
7. Lunardi P. Design and Construction of Tunnels: Analysis of Controlled Deformations in Rock and Soils. (ADECO-RS). Berlin, Heidelberg: Springer,
2008. 576 p.
8. Xia-Ting Feng. Rock Mechanics and Engineering Volume 4: Excavation, Support and Monitoring 1st Edition. CRC Press. Taylor & Francis Group. 2017. 738 р.
9. Thomas A.H. New challenges in numerical modeling // Proc. of the 11th Int. Conf. 'Transport and City Tunnels', Prague 14-16 June 2010. Prague: Czech Tunnel Association ITA-AITES. P. 721-725.
10. Фотиева Н.Н. Расчет обделок тоннелей некругового поперечного сечения. М.: Стройиздат, 1974. 240 с.
11. Саммаль А.С., Фотиева Н.Н., Петренко А.К. Расчет многослойных тоннельных обделок переменной толщины на статические и сейсмические воздействия // Известия Тульского государственного университета. Сер. Геомеханика. Механика подземных сооружений. 2004. Вып. 2. С.231 - 240.
12. Саммаль А.С., Анциферов С.В., Деев П.В. Аналитические методы расчета подземных сооружений. 2013. 111 с.
13. Протосеня А.Г., Лебедев М.О. Расчет нагрузок на обделки тоннелей метрополитенов, сооружаемых в физически нелинейных грунтовых массивах // Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. Новосибирск, 2002. № 5. С. 41 - 44.
14. Barton N. Geotechnical Design // World tunneling, November 1991. P. 410 - 416.
15. Technical manual for design and construction of road tunnels - Civil elements / US department of transportation, highway administration. New York,
2009. 702 р.
16. Lebedev M.O. Choosing a calculation method for stress-deformed state of supports and lining of transport tunnels / Integrated Underground Solutions for Compact Metropolitan Sities // 16 th World Conference of the Associated Research Centers for the Urban Underground Space (ACUUS). 5-7 November 2018, Hong Kong. P. 678 - 687.
Лебедев Михаил Олегович, канд. техн. наук, доц., зам. генерального директора по научно-исследовательской работе, lebedev-lmgt@yandex.ru, Россия, Санкт-Петербург, ОАО НИПИИ «Ленметрогипротранс»
THE STRESS-STRAIN CONDITION OF TRANSPORT TUNNEL FRAMING AND LINING
IN LIMESTONE ROCK
М. О. Lebedev
The paper examines the construction of a railway tunnel in limestone rock with different degrees of fracture density. As a result of field observations at the test sites, the stress intensity
values for framing and lining were obtained. The results of the field observations were compared with the calculated intensity values obtained through an implementation of various methods, as well as with the actual engineering geological construction conditions.
Key words: tunnel, lining, stress, strain, technology, calculation, engineering geological conditions.
Lebedev Mihail Olegovich, candidater technical science, docent, vice director, lebedev-lmgt@yandex.ru, Russia, St. Petersburg, OPC NIPII "Lenmetrogiprotruns"
Reference
1. SP 122.13330.2012 railway and road Tunnels. The updated edition of SNiP 32-0497.
2. Baklashov I. V., kartoziya B. A. Mechanics of underground structures and structures of supports. Moscow: Nedra, 1984. 415 PP.
3. Bulychev N. S., Fotieva N. N., Streltsov E. V. Design and calculation of capital workings support. Moscow: Nedra, 1986. 288 PP.
4. Protosenya A. G. about statement of tasks on calculation of loadings on capital workings and tunnels / / Stability and fastening of mine workings. Fixing and maintenance of mine workings. St. Petersburg mining Institute. S-Pb, 1992. Pp. 4-8.
5. Bulychev N. S. Mechanics of underground structures: textbook for vu-call. 2nd ed. Moscow: Nedra, 1994. 382 PP.
6. Mechanics of underground structures. Spatial models and monitoring / A. G. Protosenya [et al.] / / St. Petersburg: SPGGU-MANEB, 2011. 355 PP.
7. Lunardi P. Design and Construction of Tunnels: Analysis of Controlled Deformations in Rock and Soils. (ADECO-RS). Berlin, Heidelberg: Springer, 2008. 576 p.
8. Xia-Ting Feng. Rock Mechanics and Engineering Volume 4: Excavation, Support and Monitoring, 1st Edition. CRC Press. Taylor & Francis Group. 2017. 738 p.
9. Thomas A. H. New challenges in numerical modeling // Proc. of the 11th Int. Conf. 'Transport and City Tunnels', Prague, 14-16 June 2010. Prague: Czech Tunnel Association ITA-AITES. P. 721-725.
10. Fotieva N. N. Calculation of tunnel linings of non-circular cross-section. Moscow: Stroizdat, 1974. 240 PP.
11. Sammal A. S., Fotieva N. N., Petrenko, A. K., Calculation of multilayer tunnel linings of variable thickness on the static and seismic effects // proceedings of the Tula state University. Ser. Geomechanics. Mechanics of underground structures. 2004. Vol. 2. Pp. 231-240.
12. Sammal A. S., Antsiferov S. V., Deev P. V. Analytical methods of calculation of underground structures. 2013. 111 PP.
13. Protosenya A. G., Lebedev M. O. Calculation of loads on the lining of subway tunnels constructed in physically nonlinear soil massifs / / Physico-technical problems of mineral development. Novosibirsk, 2002. No. 5. S. 41 - 44.
14. Barton N. Geotechnical Design // World tunneling, November 1991. P. 410 - 416.
15. Technical manual for design and construction of road tunnels - Civil elements / US department of transportation, highway administration. New York, 2009. 702 p.
16. Lebedev M. O. Choosing a calculation method for stress-deformed state of supports and lining of transport tunnels / Integrated Underground Solutions for Compact Metropolitan Sites / / 16 th World Conference of the Associated Research Centers for the Urban Underground Space (ACUUS). 5-7 November 2018, Hong Kong. P. 678 - 687.
