CC BY
22
ГИАБ. Горный информационно-аналитический бюллетень / MIAB. Mining Informational and Analytical Bulletin, 2020;(1):47-60 ОРИГИНАЛЬНАЯ СТАТЬЯ / ORIGINAL PAPER
УДК 624.191.81; 624.121.532 DOI: 10.25018/0236-1493-2020-1-0-47-60
ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА МЕТОДА РАСЧЕТА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ КРЕПЕЙ И ОБДЕЛОК ТРАНСПОРТНЫХ ТОННЕЛЕЙ
М.О. Лебедев
ОАО «Научно-исследовательский проектно-изыскательский институт «Ленметрогипротранс», Санкт-Петербург, Россия, e-mail: lebedev-lmgt@yandex.ru
Аннотация: При проектировании транспортных тоннелей важным вопросом является выбор метода расчета напряженно-деформированного состояния крепей и обделок, который бы с высокой степенью достоверности определял работу несущих конструкций. Как правило, выбор метода расчета связан с требованиями нормативно-технической документации. Исследования напряженно-деформированного состояния крепей и обделок в составе геотехнического мониторинга свидетельствуют о наличии значительного запаса их несущей способности. Использование одинаковых технологических схем строительства тоннелей для различных инженерно-геологических условий является неэффективным в части материалоемкости крепей и трудоемкости их возведения. Во многих случаях горное давление, воспринятое конструкциями временных крепей, впоследствии не передается на постоянные обделки даже в условиях вибрационных нагрузок при эксплуатации тоннелей. А в случае передачи горного давления на постоянные обделки, их напряженно-деформированное состояние весьма незначительно. Развитие методов расчета от теории сводообразования до аналитических и численных методов механики сплошной среды, учитывающих совместную работу крепей и обделок с вмещающим массивом, позволяет учитывать технологические особенности строительства тоннелей, поэтапное раскрытие сечения по частям и особенности строения вмещающего массива. Но использование достаточно трудоемких численных методов тоже не всегда обеспечивает достоверность полученных результатов по отношению к фактическим параметрам напряженно-деформированного состояния. Опыт изучения напряженно-деформированного состояния крепей и обделок в различных инженерно-геологических условиях от слабых грунтов до скальных пород дает возможность обоснованно использовать методы расчета, результаты которых отражают максимально достоверную работу крепей и обделок для конкретных инженерно-геологических условий. Приведены результаты расчета напряженно-деформированного состояния крепи и обделки разными методами для одного железнодорожного тоннеля.
Ключевые слова:транспортные тоннели, результаты мониторинга, усилия в крепи и обделке, методы расчета, датчики, физико-механические свойства грунтов, геофизические исследования. Для цитирования:Лебедев М. О. Обоснование выбора метода расчета напряженно-деформированного состояния крепей и обделок транспортных тоннелей // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2020. - № 1. - С. 47-60. DOI: 10.25018/0236-1493-2020-1-0-47-60.
© М.О. Лебедев. 2020.
Validation of choice of stress-strain analysis method for support and lining in traffic tunnels
M.O.Lebedev
Open Joint Stock Company Scientific, Research, Design and Surveying Institute «Lenmetrogiprotrans», e-mail: lebedev-lmgt@yandex.ru, Saint-Petersburg, Russia
Abstract: A critical point in the traffic tunnel design is the choice of the method for the stress-strain analysis of support and lining to determine the work of the load-bearing structure at high reliability. As a rule, the selection of such methods is connected with the requirements of the standard technical documentation. The stress-strain analysis of support and lining during geotechnical monitoring proves high margin load-bearing capacity of these structures. It is inefficient to use the same tunnel projects indifferent geotechnical conditions in terms of material consumption and labor input of support installation. In many instances, rock pressure taken by temporal supports is not transferred to the permanent lining later on, even when tunnels are operated under vibratory loading. Or, if the rock pressure is transferred to the permanent lining, the stresses and strains in the latter are insignificant. Development of design methods from the arch formation theory before analytical and numerical techniques of continuum mechanics, with regard to the joint work of support-lining-enclosing rock mass, makes it possible to take into account engineering features of tunnel construction, face cutting by stages and structural features of host rock mass. At the same time, it is not always that rather laborious numerical methods ensure reliable results as compared with the actual stress-strain behavior. The experience gained in studies into the stress-strain behavior of tunnel support and lining in various geotechnical conditions, from weak soil to hard rocks, allows sound application of calculation methods with maximally reliable results on the work of the support and lining in specific geotechnical conditions. This article presents the stress-strain analysis data obtained by various methods for the support and lining in the same railway tunnel. Key words: traffic tunnels, monitoring results, forces in support and lining, design methods, sensors, physical and mechanical properties of soil, geophysical research.
For citation: Lebedev M. O. Validation of choice of stress-strain analysis method for support and lining in traffic tunnels. MIAB. Mining Inf. Anal. Bull. 2020;(1):47-60. [In Russ]. DOI: 10.25018/02361493-2020-1-0-47-60.
Введение
Методам расчета напряженно-деформированного состояния крепей и обделок транспортных тоннелей посвящено большое число работ, обзор которых выполнен в работах [1—6].
Существующие методы расчета можно разделить на четыре группы: методы расчета основанные на теории сводооб-разования, эмпирические методы, аналитические и численные методы механики сплошной среды.
Схемы заданных нагрузок, отличаясь наглядностью и доступностью, вместе с тем не в полной мере отвечают требованиям, которые сегодня предъявля-
ются 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.
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.
Разработанные методы расчета [7— 9] на различные виды воздействий для
круговых и некруговых тоннелей, в основу которых положены строгие аналитические решения соответствующих плоских задач теории упругости, реализованы в виде алгоритмов и компьютерных программ, позволяющих выполнять многовариантные расчеты обделок подземных сооружений в научных и практических целях.
Аналитический метод расчета нагрузок на обделки тоннелей в физически нелинейных массивах рассмотрен в работе [10].
При использовании эмпирического метода 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 выработки, строящиеся горным способом, впоследствии эмпирические методы были модифицированы для тоннелей, сооружаемых с использованием тоннелепроходческих комплексов [11]. Статистика показывает, что построено большое количество тоннелей, при проектировании которых использовался эмпирический метод [12].
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, применять плоскую или пространственную постановку задач исследований [4-6, 13-16].
Результаты расчета, особенно получаемые с использованием сложных моделей в численных методах, практически всегда нуждаются в проверке. Однако не всегда можно корректно выполнить расчет другими методами из-за ограничения их возможностей. Поэтому в таких условиях единственным способом проверить результаты расчета являются результаты натурных исследований, о чем говорят многие исследователи. Широко распространенным в мире является метод обратного анализа (Back-analyses) — от результатов натурных исследований к проектным решениям [17,18].
Так, например, А. Томас в работе [19] 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 менее важным является учет технического состояния обделок при оценке их несущей способности [20], в том числе многолетней работы временных и постоянных обделок, разделенных слоем геотекстиля и гидроизоляции [21].
Результаты натурных исследований напряженно-деформированного состояния обделки и массива, полученные при строительстве тоннелей в составе мониторинга, играют большую роль при оценке строительных рисков на стадии проектирования и их снижению при строительстве [22].
При всем многообразии методов расчета напряженно-деформированного состояния крепей и обделок статистика натурных исследований при строительстве транспортных тоннелей в России показывает, что величины усилий не всегда соответствуют расчетным значениям. Можно много рассуждать о недостатке расчетных методов и необходимости их развития, но есть другой путь — опреде-
ление эффективной области применения методов расчета для конкретных условий строительства. Это можно выполнить при наличии большого объема результатов натурных исследований.
В прошлом веке при строительстве тоннелей на Байкало-Амурской магистрали для полускальных и скальных пород в условиях большого количества тектонически нарушенных пород были разработаны и внедрены тяжелые временные крепи, представленные стальными двутавровыми арками с заполнением межрамного пространства бетоном. Затем после устройства гидроизоляции возводилась постоянная обделка из монолитного железобетона.
Такая же конструкция крепи и обделки была использована при строительстве транспортных тоннелей на Северном Кавказе уже в XX в. Здесь массив, как правило, представлен алевролитами и аргиллитами с реологическими свойствами, реже известняками и песчаником. На
основании результатов натурных исследований в составе геотехнического мониторинга стало возможным значительно облегчить конструкции временных крепей, которые в условиях Северного Кавказа приняли вид арматурных пространственных арок с нанесением на-брызгбетона [23, 24].
Рассмотрим результаты натурных исследований напряженно-деформированного состояния крепи и обделки и их сопоставление с расчетами по различным методикам на примере одного из транспортных тоннелей.
Инженерно-геологические условия и технология строительства
При строительстве Олимпийских тоннелей на трассе Адлер — Альпика-Сер-вис один из железнодорожных тоннелей строился в известняках различной степени трещиноватости. Длина тоннеля составляет 108,5 м (рис. 1).
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
Fig. 1. The longitudinal section of the tunnel and the location of plots along the tunnel route: 1 — PK 224+59.5; 2 — PK 224+84; 3 — PK 225+25; 4 — PK 225+47.5
Таблица 1
Инженерно-геологические условия строительства тоннеля Geological engineering conditions for tunnel construction
ПК Инженерно-геологическая характеристика пород
* Î £ 1- О п ГО по данным исполнительной геологии по данным сейсморазведки по проекту
Е , МПа на- о' руш./естеств. V наруш./ естеств. Е, МПа о' V
1 224+59,5 Окремненные известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои до 30 см и более. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, 1 = 6—8. 952/12 014 0,38/0,31 3100 0,22
2 224+84 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 10—30 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, 1 = 6—8. 952/12 014 0,38/0,31 3100 0,22
3 225+25 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 10—30 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, 1 = 6—8. 952/4120 0,38/0,33 1670 (тектоническая зона) 0,3
4 225+47,5 Известняки с примазками пластичных глин по трещинам. Слои по 10—15 см. Слаботрещиноватые. Породы устойчивые, 1 = 6—8. 952/4120 0,38/0,33 3100 0,22
На 40% длины тоннеля породы трещиноватые до сильнотрещиноватых, за-карстованные, прочные. Коэффициент крепости по устойчивости f = 2,0—2,5. Известняки прочные как в водонасыщен-ном состоянии (Ясв = 50,2—94,8 МПа, в среднем Ясв = 67,7 МПа), так и в воздушно-сухом = 62,7—105,7 МПа, в среднем = 82,36 МПа). Известняки неразмягчаемые.
На 60% длины тоннеля породы трещиноватые и слаботрещиноватые, прочные. Коэффициент крепости по устойчивости f = 6,0—8,0. Известняки прочные в во-донасыщенном состоянии (Ясв = 90,0— 124,0 МПа, в среднем Г1св = 102,7 МПа), прочные и очень прочные при естественной влажности №се = 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 влажно-
сти RpB = 5,13 МПа (RpB = 4,5-6,2 МПа), Rpe = 5,8 МПа (Rpe = 5р1-7,3 МПа). Плотность пород меняется незначительно (р = = 2,61-2,69 г/см3, в среднем 2,65 г/см3). 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, выполняемых последовательно. Сначала была выполнена проходка калотты со стороны северного портала на всю длину тоннеля. После завершения проходки калотты встречными забоями выполнили походку 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 по-
Рис. 2. Поперечное сечение тоннеля с размещением датчиков в крепи и обделке: 1 — датчики в крепи калоттной части; 2 — датчики в крепи штроссовой части; 3 — датчики в обделке Fig. 2. The tunnel cross-section with the placement of sensors in timbering and lining: 1 — sensors in timbering of calotte section; 2 — sensors in timbering of stross section; 3 — sensors in lining
грузочно-доставочные машины. Очистная подборка породы в труднодоступных для комбайнов местах, а также другие вспомогательные и погрузо-транспортные работы производились маневренными машинами «TORO-301D».
Временная крепь на всей трассе тоннеля выполнена из двутавровых арок N20 с шагом 1 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 м с опережением разработки одной стороны тоннеля на величинузаходки.
Постоянную обделку из монолитного железобетона возводили с использованием стальной передвижной опалубки на рельсовом ходу типа «Saga Cogio». Перед монтажом арматурного каркаса постоянной обделки по внутреннему контуру временного крепления закрепляли рулонную гидроизоляцию.
Натурные исследования
напряженно-деформированного
состояния крепи и обделки
Определение напряженно-деформированного состояния крепи и обделки выполнялось по всей длине тоннеля на опытных участках (рис. 1) при помощи струнных датчиков, размещаемых на внешнем и внутреннем контурах калоттной и штроссовой частей (рис. 2).
Во временной крепи датчики были установлены на ПК 224+59,5, ПК 224+84, ПК 225+25, ПК 225+47,5 (рис. 1).
В постоянной обделке датчики установлены на ПК 224+59,3, ПК 224+88,9, ПК 225+25 и ПК 225+48,5.
На опытных участках в крепи измерительными приборами оснащено четыре узла по два датчика (рис. 2). 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 установлено 4 датчика — 2 датчика на внешнем контуре и 2 датчика на внутреннем контуре.
Рассмотрим результаты исследований для наиболее неблагоприятного участка — на ПК 225+25 (рис. 3), где по проектным данным расположена тектоническая зона с сильнотрещиноватыми породами.
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
Продолжительность наблюдений, дата
Рис. 3. Кривые развития относительных деформаций и нормальных тангенциальных напряжений в бетоне временной крепи на ПК 225+25: 1 — относительные деформации на внешнем контуре; 2 — напряжения на внешнем контуре; 3 — относительные деформации на внутреннем контуре; 4 — напряжения на внутреннем контуре; 5 — доработка калотты на полное сечение; 6 — разработка штроссовой части; 7 — возведение постоянной обделки
Fig. 3. Curves of the development of relative deformations and normal tangential stresses in the concrete of temporary timbering on PK 225+25: 1 — relative deformations on the outer contour; 2 — stresses on the outer contour; 3 — relative deformations on the inner contour; 4 — stresses on the inner contour; 5 — completion of calotte for total cross-section; 6 — development of stross section; 7 — construction of permanent lining
снова незначительно увеличиваться. Разработка штроссы оказала определенное влияние на усилия в крепи калоттной части, отмечалось уменьшение напряжений на 1 МПа, однако при отходе забоя
штроссы напряжения вернулись к прежним значениям.
Возведение постоянной обделки вызвало увеличение нормальных тангенциальных напряжений в крепи за счет тем-
-15
Продолжительность наблюдений, дата
Рис. 4. Кривые развития деформаций и нормальных тангенциальных напряжений в бетоне постоянной обделки на ПК 225+25: 1 — относительные деформации на внешнем контуре; 2 — напряжения на внешнем контуре; 3 — относительные деформации на внутреннем контуре; 4 — напряжения на внутреннем контуре
Fig. 4. Curves of the development of deformations and normal tangential stresses in the concrete of permanent lining on PK 225+25: 1 — relative deformations on the outer contour; 2 — stresses on the outer contour; 3 — relative deformations on the inner contour; 4 — stresses on the inner contour
пературных градиентов. По мере набора прочности чистовым бетоном, напряжения в крепи возвращаются к своим прежним значениям.
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 стабилизировались на уровне 1,5 МПа.
Возведение постоянной обделки вызвало увеличение нормальных тангенциальных напряжений в крепи штроссо-вой части на такие же величины, как и в калоттной части, а затем, по мере набора прочности чистовым 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.
Расчеты крепи и обделки
различными методами
В качестве исходных данных для расчета приняты проектные значения свойств вмещающего массива и материала крепи и обделки. Расчет постоянной обделки выполняется без учета временной крепи.
Расчет методом заданных нагрузок
Для статического расчета использован метод сил, или по-другому — метод Метрогипротранса [25], дающий наименьшее количество лишних неизвестных. В качестве основной системы принимается шарнирная цепь, получающаяся в результате введения шарниров в местах упругих опор и в замковом сечении обделки с одновременным приложением неизвестных усилий — пары изгибающих моментов.
Данный метод был основным методом расчета сначала в Советском Союзе, а затем и в Союзе Независимых Государств. В настоящее время этот метод остается включенным в нормативно-техническую базу по проектированию транспортных тоннелей и метрополитенов. В проектных институтах данный метод реализован в компьютерных программах.
Расчет проводится в три этапа. Первоначально ведется расчет сечения тоннеля при разработке калоттной части выработки. На втором этапе рассматривается напряженно-деформированное состояние конструкции при разработке штроссовой части тоннеля. На третьем этапе ведется расчет сечения тоннеля после возведения постоянной обделки. Результаты расчета сведены в табл. 2.
Расчет аналитическим методом
Указанный метод основан на исследовании взаимодействия подземных конструкций и окружающего грунтового массива как элементов единой деформируемой системы и базируется на аналитических решениях соответствующих плоских контактных задач теории упругости для кольца произвольной формы (с одной осью симметрии), подкрепляющего отверстие в линейно-деформируемой среде, моделирующей грунтовый массив.
Ход решения состоит в том, что при известных параметрах обделки (модуля
Таблица 2
Результаты расчета усилий в крепи методом заданных нагрузок
The calculation results for the forces in timbering by the method of specified loads
Расчетный параметр Усилия в калоттной части крепи* Обделка*
после разработки калотты после разработки штроссы
Изгибающий момент, кНм 10 23 39
Нормальная сила, кН 495 1040 650
Примечание: * — усилия показаны для узлов крепи и обделки, где были размещены датчики.
деформации и коэффициента Пуассона), глубины заложения тоннеля, а так же заданных физико-механических характеристик массива рассчитываются компоненты напряженно-деформированного состояния обделки по всему ее периметру [26]. Коэффициент отставания крепи от лба забоя а* определяется по эмпирической формуле [3]. Для расчета калоттной части и постоянной обделки а* = 0,37, для расчета штроссовой части крепи а* = 0,67.
Первоначально ведется расчет сечения тоннеля при разработке калоттной части выработки. На втором этапе рассматривается напряженно-деформированное состояние конструкции при разработке штроссовой части тоннеля. На третьем этапе ведется расчет сечения тоннеля после возведения постоянной обделки. Результаты расчета сведены в табл. 3.
Расчет численным методом
Для определения напряженно-деформированного состояния крепи и обделки на основе схемы взаимодействия было использовано численное моделирование с помощью метода конечных элементов.
Решение задачи выполнено в объемной постановке. Вмещающий массив рассматривался в двух постановках—линейной и упругопластической (с условием пластичности в виде закона Кулона-Мора) Начальное поле распределения напряжений задавалось с учетом геостатического закона согласно гипотезе Динника.
Последовательность сооружения тоннельного комплекса соответствует фактическому производству работ. Результаты расчета для временной крепи показаны на графике (рис. 5).
Расчет постоянной обделки выполнен с учетом временной крепи. Характери-
Таблица 3
Результаты расчета усилий в крепи аналитическим методом The calculation results for the forces in timbering by analytical method
Расчетный параметр Усилия в калоттной части крепи* Обделка*
После разработки калотты После разработки штроссы
Нормальное тангенциальное напряжение, МПа (на внешнем контуре/на внутреннем контуре) 3,5/3,2 6,3/6,7 1,0/2,39
Изгибающий момент, кНм 1,0 1,6 0,5
Нормальная сила, кН 710 1340 1110
Примечание: * — усилия показаны для узлов крепи и обделки, где были размещены датчики.
15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100
Время, дни
Рис. 5. Кривые развития сжимающих напряжений в бетоне временной крепи на ПК 225+25: 1—5 — точки на контуре тоннеля, для которых построены графики; 6 — влияние разработки штрос-совой части
Fig. 5. Curves of the development of compressive stresses in the concrete of temporary timbering on PK 225+25: 1-5 — points on the tunnel contour, for which the graphs are constructed; 6 — the influence of stross section development
стики массива принимаются с использованием «метода переменных модулей» — расчетные деформационные характеристики заменялись мгновенным модулем деформации и коэффициентом Пуассона с учетом длительных показателей, учитывающих ползучесть, для соответствующего периода времени.
Этим объясняется отсутствие напряжений в обделке после ее возведения (рис. 6) и последующий рост сжимающих напряжений в течение 3 лет до 2,5 МПа.
Результаты исследований
При анализе разными методами результатов расчетов, на первый взгляд,
1,5
Время, годы
Рис. 6. Развитие сжимающих напряжений на внешнем контуре постоянной обделки: 1—5 — Точки на контуре тоннеля соответствуют рис. 5; 6 — в лотке обратного свода
Fig. 6. The development of compressive stresses on the outer contour of permanent lining: 1-5 — Points on the tunnel contour correspond to fig. 5; 6 — in the tray of arched floor
метод численного моделирования наиболее точно отражает качественную и количественную картину формирования усилий в крепи и обделке. Однако представленные величины усилий в бетоне временной крепи соответствуют середине расстояния между металлических арок, а усилия в бетоне в местах примыкания к аркам увеличиваются в 3—4 раза [27]. На столько же будут отличаться расчетные усилия с данными натурных исследований, при выполнении которых датчики размещались вплотную к аркам.
Наиболее правильно фактическое напряженно-деформированное состояние крепи и обделки отражает метод заданных нагрузок. Отличие в результатах расчета после разработки штроссовой части по отношению к натурным исследованиям как для этого метода, так и для аналитического метода заключается в учете (или его отсутствии) уже пройденной ка-лоттной части. Расчет в обоих методах выполняется на полное сечение.
Имеется еще один параметр, определяемый в составе натурных исследований и оказывающий прямое влияние на результаты расчета. Это деформационно-прочностные свойства вмещающего массива — модуль деформации и коэффициент Пуассона.
Известно, что определяемые в составе изыскательских работ физико-механические свойства грунтов (пород) отличаются от фактических значений, поскольку лабораторные исследования не могут учесть ряд факторов, отражающих естественные условия нетронутого массива. Определение фактических деформационно-прочностных свойств вме-
щающего массива через обделку подземных сооружений успешно осуществляется сейсмоакустическим профилированием с расчетом скоростей поперечных волн с использованием волн рэлеевского типа [28]. Полученные таким путем модуль деформации и коэффициент Пуассона показаны в табл. 1.
Геофизические исследования показали, что вокруг тоннеля образуется зона измененных пород мощностью 1—3 м, в пределах которой модуль деформации значительно ниже, чем массива в естественном состоянии. При этом модуль деформации массива в естественном состоянии в 3 раза выше значений, заложенных в проектную документацию.
При таких исходных данных результаты расчетов аналитическим и численным методами будут значительно превышать полученные выше усилия.
Заключение
Для конкретных инженерно-геологических условий строительства транспортных тоннелей даже самый «простой» метод расчета напряженно-деформированного состояния крепи и обделки может дать наиболее правдоподобный результат по сравнению с современными методами расчета, насыщенными достаточно сложными математическими инструментами.
Натурные исследования напряженно-деформированного состояния крепей и обделок позволяют для различных инженерно-геологических условий определить оптимальный метод расчета, который с достаточной для практики точностью позволит рассчитывать несущие элементы подземных сооружений.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и конструкций крепей. — М., 1984. — 416 с.
2. Баклашов И.В., Тимофеев О.В. Конструкции и расчет крепей и обделок. — М.: Недра, 1979. — 263 с.
3. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений: Учебник для вузов. 2-е изд. — М.: Недра, 1994. — 381 с.
4. Протосеня А. Г. и др. Механика подземных сооружений. Пространственные модели и мониторинг. — СПб.: СПГГУ-МАНЭБ, 2011. — 355 с.
5. Lunardi P. Design and construction of tunnels: Analysis of controlled deformation in rocks and soils (ADECO-RS). Berlin, 2008. 576 p.
6. Feng X.-T. Rock mechanics and engineering. Vol. 4: Excavation, Support and Monitoring. 1st edition. CRC Press. Taylor & Francis Group, 2017. 726 р.
7. Фотиева Н.Н. Расчет обделок тоннелей некругового поперечного сечения. — М.: Строй-издат, 1974. — 240 с.
8. Саммаль А. С., Фотиева Н. Н., Петренко А. К. Расчет многослойных тоннельных обделок переменной толщины на статические и сейсмические воздействия // Известия Тульского государственного университета. Геомеханика. Механика подземных сооружений. — 2004. — № 2. — С. 231—240.
9. Деев П. В., Круподеров А. В. Аналитический и численный методы расчета подземных сооружений: сравнение результатов // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. — 2011. — № 1. — С. 251—256.
10. Протосеня А. Г., Лебедев М. О. Расчет нагрузок на обделки тоннелей метрополитенов, сооружаемых в физически нелинейных грунтовых массивах // Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. — 2002. — № 5. — С. 41—44.
11. Barton N. Geotechnical Design // World tunneling. November 1991, рр. 410—416.
12. Technical manual for design and construction of road tunnels — Civil elements. US department of transportation, highway administration. New York. 2009. 702 р.
13. Cheng Y. M., Wong H., Leo C. J., Lau C. K. Stability of geotechnical structures. Teoretical and numerical analysis. 2016. 395 р.
14. Yang X.X., Kulatilake P. H.S. W., Jing H., Yang S. Numerical simulation of a jointed rock block mechanical behavior adjacent to an underground excavation and comparison with physical model test results // Tunnelling and Underground Space Technology. 2015;50:129—142. DOI: 10.1016/j.tust.2015.07.006.
15. Senent S., Jimenez R. A tunnel face failure mechanism for layered ground, considering the possibility of partial collapse // Tunnelling and Underground Space Technology. 2015;47:182— 192. DOI: 10.1016/j.tust.2014.12.014.
16. Schreter M., Neuner M., Unteregger D., Hofstetter G. On the importence of advanced constitutive models in finite element simulations of deep tunnel advance // Tunnelling and Underground Space Technology. 2018; 80:103—113. DOI: 10.1016/j.tust.2018.06.008.
17. Bertuzzi R. Back-analysing rock mass modulus from monitoring data of two tunnels in Sydney, Australia // Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2018;10(1):195— 196. DOI: 10.1016/j.jrmge.2017.05.005.
18. Janin J. P., Beaussier A., Le Bissonnais H. 3D numerical back-analysis on an experimental conventional tunnel in Paris Sanoisian «Green» Glay / World Tunnel Congress 2019. Taylor & Francis Group, London, pp. 5692—5701.
19. 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, pp. 721—725.
20. Pleshko M., Voinov I., Revyakin A. Assessment of the impact of railway tunnel lining defects with a long working lifespan on its carrying capacity / MATEC Web of conferences. International Science Conference on Smart City, SPBWOSCE 2016, Saint-Petersburg, November 15—17, 2016. Proceedings of the conference. 2017, vol. 106. P. 05004
21. Galler R., Lorenz S. Support elements in conventional tunneling — Focus on long-term behavior // Underground Space. 2018;3(4):277—287.
22. Hudson J. A., Feng X.-T. Rock engineering risk. 2015, CRC Press, 596 p.
23. Лебедев М. О., Балыкин В. В. Горно-экологический мониторинг на примере Большого Петлевого тоннеля // Метро и тоннели. — 2006. — № 6. — С. 24—27.
24. Безродный К. П., Лебедев М. О. Горно-экологический мониторинг при строительстве и эксплуатации транспортных тоннелей Северного Кавказа // Интернет-журнал «Наукове-
дение». — 2014. — № 5 (24) [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://naukovedenie.ru/ sbornik5/24.pdf.
25. Тоннели и метрополитены / Под ред. В. Г. Храпова. — М., 1989. — 383 с.
26. Саммаль А. С., Анциферов С. В., Деев П. В. Аналитические методы расчета подземных сооружений. — Тула, 2013. — 111 с.
27. Протосеня А. Г., Беляков Н. А. Определение пространственного напряженно-деформированного состояния временной крепи железнодорожного тоннеля с учетом влияния рельефа земной поверхности // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. — 2011. — № 1. — С. 158—166.
28. Бойко О. В. Использование псевдорэлеевских волн для изучения упругих параметров пород, вмещающих тоннель, с бетонной или другой несущей обделкой // Естественные и технические науки. — 2013. — № 5(67). — С. 162—167. иттге
REFERENCES
1. Baklashov I. V., Kartoziya B. A. Mekhanika podzemnykh sooruzheniy i konstruktsiy krepey [Mechanics of underground structures and construction of supports], Moscow, 1984, 416 p.
2. Baklashov I. V., Timofeev O. V. Konstruktsii i raschet krepey i obdelok [Constructions and design of supports and lining], Moscow, Nedra, 1979, 263 p.
3. Bulychev N. S. Mekhanika podzemnykh sooruzheniy: Uchebnik dlya vuzov. 2-e izd. [Mechanics of underground structures: Textbook for high schools. 2nd edition], Moscow, Nedra, 1994, 381 p.
4. Protosenya A. G. Mekhanika podzemnykh sooruzheniy. Prostranstvennye modeli i monitoring [Mechanics of underground structures. Spatial models and monitoring], Saint-Petersburg, SPGGU-MANEB, 2011, 355 p.
5. Lunardi P. Design and construction of tunnels: Analysis of controlled deformation in rocks and soils (ADECO-RS). Berlin, 2008. 576 p.
6. Feng X.-T. Rock mechanics and engineering. Vol. 4: Excavation, Support and Monitoring. 1st edition. CRC Press. Taylor & Francis Group, 2017. 726 р.
7. Fotieva N. N. Raschet obdelok tonneley nekrugovogo poperechnogo secheniya [Design of tunnel lining of noncircular cross-section], Moscow, Stroyizdat, 1974, 240 p.
8. Sammal' A. S., Fotieva N. N., Petrenko A. K. Design of multilayered tunnel lining of varying thickness for static and seismic impacts. Izvestiya Tul'skogo gosudarstvennogo universiteta. Geomekhanika. Mekhanika podzemnykh sooruzheniy. 2004, no 2, pp. 231—240. [In Russ].
9. Deev P. V., Krupoderov A. V. Analytical and numerical methods for underground structures' design: a comparison of results. Izvestiya Tul'skogo gosudarstvennogo universiteta. Nauki o zem-le. 2011, no 1, pp. 251—256. [In Russ].
10. Protosenya A. G., Lebedev M. O. Design of the load on underground tunnels' lining, built in physically nonlinear ground massifs. Fiziko-tekhnicheskiye problemy razrabotki poleznykh isko-payemykh. 2002, no 5, pp. 41—44. [In Russ].
11. Barton N. Geotechnical Design. World Tunneling. November 1991, рр. 410—416.
12. Technical manual for design and construction of road tunnels — Civil elements. US department of transportation, highway administration. New York. 2009. 702 р.
13. Cheng Y. M., Wong H., Leo C. J., Lau C. K. Stability of geotechnical structures. Teoretical and numerical analysis. 2016. 395 р.
14. Yang X. X., Kulatilake P. H. S. W., Jing H., Yang S. Numerical simulation of a jointed rock block mechanical behavior adjacent to an underground excavation and comparison with physical model test results. Tunnelling and Underground Space Technology. 2015;50:129—142. DOI: 10.1016/j.tust.2015.07.006.
15. Senent S., Jimenez R. A tunnel face failure mechanism for layered ground, considering the possibility of partial collapse. Tunnelling and Underground Space Technology. 2015;47:182— 192. DOI: 10.1016/j.tust.2014.12.014.
16. Schreter M., Neuner M., Unteregger D., Hofstetter G. On the importence of advanced constitutive models in finite element simulations of deep tunnel advance. Tunnelling and Underground Space Technology. 2018; 80:103—113. DOI: 10.1016/j.tust.2018.06.008.
17. Bertuzzi R. Back-analysing rock mass modulus from monitoring data of two tunnels in Sydney, Australia. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2018;10(1):195—196. DOI: 10.1016/j.jrmge.2017.05.005.
18. Janin J. P., Beaussier A., Le Bissonnais H. 3D numerical back-analysis on an experimental conventional tunnel in Paris Sanoisian «Green» Glay. World Tunnel Congress 2019. Taylor & Francis Group, London, pp. 5692—5701.
19. 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, pp. 721—725.
20. Pleshko M., Voinov I., Revyakin A. Assessment of the impact of railway tunnel lining defects with a long working lifespan on its carrying capacity. MATEC Web of conferences. International Science Conference on Smart City, SPBWOSCE 2016, Saint-Petersburg, November 15—17, 2016. Proceedings of the conference. 2017, vol. 106. P. 05004
21. Galler R., Lorenz S. Support elements in conventional tunneling — Focus on long-term behavior. Underground Space. 2018;3(4):277—287.
22. Hudson J. A., Feng X.-T. Rock engineering risk. 2015, CRC Press, 596 p.
23. Lebedev M. O., Balykin V. V. Mining and environmental monitoring on the example of the Large Loopback Tunnel. Metro i tonneli. 2006, no 6, pp. 24—27. [In Russ].
24. Bezrodnyy K. P., Lebedev M. O. Mining and environmental monitoring during the construction and operation of the North Caucasian transport tunnels. Internet-zhurnal «Naukovedenie». 2014, no 5 (24), available at: http://naukovedenie.ru/sbornik5/24.pdf.
25. Tonneli i metropoliteny. Pod red. V. G. Khrapova [Tunnels and subways. Khrapov V. G. (Ed.)], Moscow, 1989, 383 p.
26. Sammal' A. S., Antsiferov S. V., Deev P. V. Analiticheskie metody rascheta podzemnykh sooruzheniy [Determination of the spatial stress-strain state of temporary support of a railway tunnel, taking into account the influence of the relief of the earth's surface], Tula, 2013, 111 p.
27. Protosenya A. G., Belyakov N. A. Determination of the spatial stress-strain state of temporary support of a railway tunnel, taking into account the influence of the relief of the earth's surface. Izvestiya Tul'skogogosudarstvennogo universiteta. Naukiozemle. 2011, no 1, pp. 158— 166. [In Russ].
28. Boyko O. V. Usage of pseudo-Rayleigh waves to study the elastic parameters of the rocks enclosing the tunnel with a concrete or other bearing lining. Estestvennye i tekhnicheskie nauki. 2013, no 5(67), pp. 162—167. [In Russ].
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ
Лебедев Михаил Олегович — канд. техн. наук, доцент, заместитель генерального директора по научно-исследовательской работе, ОАО «Научно-исследовательский проектно-изыскательский институт «Ленметрогипротранс», e-mail: lebedev-lmgt@yandex.ru.
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS
M.O. Lebedev, Cand. Sci. (Eng.), Assistant Professor, Deputy General Director for Research Activities, Open Joint Stock Company Scientific, Research, Design and Surveying Institute «Lenmetrogiprotrans», 191002, Saint-Petersburg, Russia, e-mail: lebedev-lmgt@yandex.ru.
Получена редакцией 25.04.2019; получена после рецензии 17.09.2019; принята к печати 20.12.2019. Received by the editors 25.04.2019; received after the review 17.09.2019; accepted for printing 20.12.2019.
