Читать книгу Ключевые технологии и приемы использования щитовых проходческих комплексов при сооружении туннелей - - Страница 7

Продуманная конструкция обделки щитового туннеля оказывает решающее влияние на качество всего туннеля после формовки. В отрасли существуют разногласия по поводу водонепроницаемости стыков труб, использования однослойной или двухслойной обделки для щитовых туннелей и т. д. В данной главе приводятся некоторые соображения по этим вопросам в сочетании с инженерной практикой.

4.1. КОНСТРУКЦИЯ ТЮБИНГА

Как в отечественной, так и в международной практике при проектировании щитовых туннелей основное внимание уделяется безопасности, экономичности и применимости при монтаже. Проектирование тюбингов осуществляется как в поперечном, так и в продольном направлениях туннеля. Обычно проектирование в первом случае определяет поперечное сечение туннеля, а проектирование во втором – способность туннеля противостоять землетрясениям и оседанию основания. В данном разделе обобщаются и сравниваются методы проектирования, модели тюбинга, сейсмостойкость тюбинга и армирование тюбинга щитового туннеля.

4.1.1. Метод проектирования туннельного тюбинга

В настоящее время методы расчета внутренних усилий (расчет внутренней силы) для конструкций щитовых туннельных тюбингов в Китае включают метод эмпирической аналогии, метод предела сходимости, метод структурной нагрузки и метод стратиграфической структуры. Поскольку метод эмпирической аналогии не имеет теоретической базы и результатов расчета, он часто используется для оценки и дополнения других методов расчета. Тогда как принцип расчета метода предела сходимости все еще нуждается в дальнейшем исследовании и совершенствовании и часто используется для руководства строительством в сочетании с данными мониторинга строительной площадки. Метод стратиграфической структуры и метод структуры нагрузки являются теоретическими методами расчета с более строгой теоретической системой, а результаты расчета могут быть использованы для структурного проектирования и часто используются в качестве основы для проектирования. В соответствующих нормах проектирования в Китае для обычного проектирования рекомендуется метод структуры нагрузки, а в особых случаях для проверки можно использовать метод стратиграфической структуры.

В последние десятилетия метод расчета конструкции тюбинга для щитовых туннелей общего назначения среднего и малого диаметра (наружный диаметр туннеля D < 10 м) обычно основывается на нагрузке. Наиболее часто используемыми моделями являются однородная круговая модель, однородная круговая модель эквивалентной жесткости, упругая шарнирная круговая модель и двухкольцевая балка – модель пружины.

В модели однородного круга не учитывается снижение жесткости стыка тюбинговой части, и тюбинговая часть рассматривается как жесткое кольцо, а структурный анализ проводится напрямую. Грунтовые и водные нагрузки рассчитываются в соответствии с проницаемостью пласта как совместный расчет или расчет грунта и воды.

Вертикальное давление грунта определяется в зависимости от глубины туннеля и характера пласта с помощью полного давления вскрышного грунта или давления провисающего грунта, расчет давления провисающего грунта может быть рассчитан по формуле Тайшаджи, горизонтальное давление грунта рассчитывается в соответствии с вертикальным давлением грунта, умноженным на коэффициент бокового давления грунта. Вертикальная сила реакции основания определяется в соответствии с условием вертикального равновесия, а горизонтальная сила реакции основания рассматривается в диапазоне 45° выше и ниже центра конструкции в соответствии с законом распределения равнобедренного треугольника, и ее величина определяется в соответствии с горизонтальной деформацией, умноженной на коэффициент сопротивления основания. Эта модель возникла в Японии, поэтому ее называют общепринятой японской моделью.

Эквивалентная модель однородного кольца жесткости не учитывает напрямую существование стыков тюбинга при расчете и вводит коэффициент эффективности жесткости η и изгибающий момент ζ для отражения влияния кольцевых и продольных стыков тюбинга на внутреннюю силу, что является приблизительной упрощенной моделью конструкции щитовой обделки туннеля, где η применяется для отражения влияния уменьшения жесткости кольцевой обделки из-за наличия стыков тюбинга, а ζ – для отражения увеличения жесткости соседних колец обделки, поддерживаемых друг другом через межкольцевые стыки при ступенчатой сборке. Расчет нагрузки на грунт и воду и силы реакции основания в этой модели такой же, как и в однородной кольцевой модели. Для значений η и ζ в Японии после ряда экспериментов были даны рекомендуемые значения для различных диаметров и различных соединений, поэтому данная модель также называется доработанной японской моделью.

Модель упругошарнирного (многошарнирного) кольца моделирует соединение тюбинга как вращающуюся пружину с определенной жесткостью или непосредственно упрощенное сочленение без учета влияния каждого кольца между частями тюбинга. Само упругошарнирное (многошарнирное) кольцо является подвижной структурой, которая может быть стабилизирована только под действием реакции вмещающей породы, поэтому такая структура может быть использована только при относительно хорошем состоянии вмещающей породы. Кроме того, при использовании модели упругогошарнирного кольца точность расчета напрямую зависит от величины вращательной жесткости вращающейся пружины. Расчет нагрузки на грунт в этой модели в основном такой же, как и в однородной круговой модели, в то время как давление воды определяется в соответствии с высотой напора и затем направляется в центр формы трубчатого листа, а сопротивление грунта моделируется пружиной основания. Модель двухкольцевой балки-пружины использует вращающиеся пружины для моделирования соединений между каждым кольцом труб, а для туннелей, собранных со смещенными соединениями при моделировании кольцевых соединений используются радиальные и тангенциальные пружины сдвига. Моделирование стыковых соединений является более полным, также как и в модели упругого шарнирного кольца, точность результатов расчета модели двухкольцевой балки-пружины зависит от точности значения жесткости соединения. Расчет и моделирование нагрузок на грунт и воду и сопротивления пласта грунта в этой модели такие же, как и в модели упругого шарнирного кольца.

В последнее десятилетие появились щитовые туннели большого (D ≥ 10 м) и очень большого (D > 15 м) диаметра. Толщина обделки увеличивается с меньшей скоростью, чем диаметр туннеля, а количество продольных швов увеличивается из-за увеличения количества отрезков труб, жесткость на изгиб конструкции обделки щитовых туннелей большого и очень большого диаметра ниже, чем у щитовых туннелей малого диаметра. Для определения жесткости контура и продольных швов необходимо использовать расчетную модель на основе модельного испытания или испытания по следам, используя либо метод структуры нагрузки пружинной модели, либо стратиграфический метод.

Основной процесс проектирования поперечного сечения тюбинга в Японии показан на рис. 4-1. В таблице 4-1 показаны методы проектирования, используемые в других странах, кроме Японии. В таблице 4-2 приведено сравнение японского и немецкого методов проектирования тюбинга, которые можно использовать в качестве справочной информации.

Рис. 4-1. Основной процесс проектирования тюбингов

Таблица 4-1. Методы проектирования щитовых туннелей в других странах (кроме Японии)

Таблица 4-2. Сравнение японского и немецкого методов проектирования тюбингов

Несмотря на то, что условия заложения щитовых туннелей важны, существуют также различия в механических свойствах, обусловленные формой сечения и методом строительства, что, естественно, приводит к выбору различных методов проектирования тюбинга, где обделка должна быть спроектирована в соответствии с этими характеристиками. Исходя из прошлой практики, большинство туннелей имеют круглое сечение, поэтому в данном разделе основное внимание уделяется методам проектирования и опыту работы с круглыми сечениями.

4.1.2. Проектирование модели тюбинга

Более типичными упрощенными гипотетическими моделями тюбинга являются: кольцо тюбинга рассматривается как круглое кольцо с равномерной жесткостью на изгиб, кольцо тюбинга рассматривается как многошарнирное круглое кольцо и кольцо тюбинга рассматривается как круглое кольцо с вращающейся пружиной. Для первой из этих упрощенных гипотетических моделей существуют общие методы проектирования и модифицированные общие методы проектирования; для второй – аналитический метод для многошарнирных колец; для третьей – аналитический метод для моделей балка-пружина. В настоящее время в дополнение к вышеупомянутым трем типичным методам расчета конструкции тюбинга, метод проектирования с использованием пружин сдвига для оценки эффекта ступенчатого сращивания также вступил в практическую стадию.

1) Общие методы проектирования

Этот метод не учитывает снижение жесткости соединения тюбинга, а рассматривает его как круговое кольцо с равномерной жесткостью. При расчете предполагается, что грунт реагирует на деформацию кольца тюбинга и решается уравнение упругости. Общий метод проектирования – это текущий метод проектирования, обычно используемый в Японии. Для этого метода проектирования необходимы конкретные расчетные формулы.

2) Корректировка общего метода проектирования

Кольцо из тюбинга имеет стыки и, следовательно, пониженную жесткость. Если расчет основан на общем методе проектирования и учитывается влияние стыков, то процесс можно назвать модифицированным общим методом проектирования.

Даже если кольца расположены в шахматном порядке и сращиваются друг с другом из-за наличия швов в тюбинге общий расчетный метод коррекции предполагает равномерную изгибную жесткость ηEI (η ≤ 1) для сил кольцевого сечения (M, N, Q), которая меньше общей изгибной жесткости EI тюбинга, при этом параметр η называется эффективной скоростью изгибной жесткости.

Рис. 4-2. Основная структура метода упругих шарнирных колец (продольный профиль туннеля)

Стыки тюбинга имеют некоторые характеристики сочленения, поэтому можно предположить, что не весь изгибающий момент передается стыками труб, а часть изгибающего момента передается на сцепленные соседние части тюбинга, как показано на рис. 4-2.

Этот метод целесообразно использовать для нахождения поперечных сил путем увеличения только изгибающего момента, который принимается равным (1 + ξ) M, в сочетании с осевой силой N для расчета. Параметр ξ представляет собой отношение изгибающего момента, передаваемого на соседний участок тюбинга, к расчетному изгибающему моменту и называется коэффициентом увеличения момента. Кроме того, в этом случае расчетный изгибающий момент и осевая сила соединения деталей тюбинга могут быть приняты равными (1 – ξ) М и (1 – ξ) N соответственно.

Параметры η и ξ изменяются в зависимости от типа тюбинга, конструктивной формы тюбингового соединения, способа сцепления колец и конструктивной формы; кроме того, на них особое влияние оказывают окружающие пласты. Теоретически метод расчета еще не установлен, но предполагается, что эти два параметра связаны друг с другом, то есть если значение η близко к 1, то значение ξ стремится к 0. При расчете поперечных сил с использованием модифицированного общего метода расчета, получение слишком малого значения η приведет к завышению сил реакции основания на пласты. В то же время, поперечные силы кольца тюбинга недооцениваются, поэтому значения этих параметров должны быть тщательно продуманы. Согласно существующей практике, значения параметров η и ξ определяются на основе результатов испытаний и опыта.

В связи с этим в японском стандарте на тюбинги для щитового строительства предусмотрено, что η обычно принимается равной 1, а ξ равно 0. Для сравнения, в некоторых проектах η = 0.8 и ξ = 0.3. В таблице 4-3 приведены примеры комбинации η и ξ.

Таблица 4-3. Значение η в сравнении со значением ξ

Примечание: 1) Как правило, ξ увеличивается по мере уменьшения η; 2) Несмотря на отсутствие примеров применения на национальных железных дорогах, прогнозируется, что значения η и ξ будут находиться между значениями для тюбинга с плоским лотковым блоком и тюбинга из высокопрочного чугуна; 3) Является результатом испытания под нагрузкой, опубликованным в «Стандартных деталях тюбинга для щитового строительства» (дополненное издание 1982 года).

3) Метод анализа многошарнирного кольца

Этот метод расчета представляет собой аналитический метод, который рассматривает шарнир как шарнирную конструкцию. Многошарнирное кольцо само по себе является неустойчивой конструкцией, но считается, что его можно превратить в устойчивую конструкцию, опираясь на реакции большой площади грунта вокруг туннеля. Предполагается, что существует равномерная радиальная сила реакции основания, распределенная вдоль кольца.

Этот метод расчета опирается на силы реакции пласта вокруг туннеля, поэтому при выборе подходящего основания необходимо соблюдать осторожность. Кроме того, во время сборки тюбинга и сразу после выпуска хвостового щита, когда силы реакции основания еще не действуют в полной мере, необходимо использовать вспомогательные средства, позволяющие кольцу тюбинга быть самонесущими, или сделать соединение тюбинга достаточно жестким, чтобы поддерживать само кольцо. Видно, что этот метод анализа обычно используется в ситуациях, когда грунтовые условия хорошие.

4) Метод упругого шарнирного кольца

Поскольку кольцо щитовых туннелей состоит из нескольких сборных частей, эти части можно соединять в стыки различной формы, при необходимости скрепляя их болтами. Собранные соединения не могут иметь такую же жесткость, как монолитная железобетонная конструкция. На самом деле, стыки отдельных частей имеют не жесткий шарнир и не полный шарнир, и величина изгибающего момента, который он может выдержать, связана с жесткостью шарнира K. Внутренние силы рассчитываются путем рассмотрения кольца тюбинга как кольца упругих шарниров на стыках труб. Жесткость соединения K обычно определяется эмпирически и экспериментально. Значения внутренних сил для каждой секции могут быть получены аналитически из основной конструкции, показанной на рис. 4-3.

Рис. 4-3. Схематическая диаграмма аналитического метода решения значений внутренних сил для каждой секции

(5) Аналитический метод модели пружины-балки

Этот аналитический метод характеризуется моделированием кольца из тюбинга в виде балочной рамы (прямой или изогнутой балки), использованием вращающейся пружины и пружины сдвига для моделирования соединения тюбинга и конца кольца, соответственно, и использованием метода конечных элементов для анализа их упругих свойств для рамы и расчета поперечных сил. Этот аналитический метод является эффективным способом объяснения механизма несущей способности кольца из тюбинга.

При применении этого метода можно также рассчитать поперечные силы в случае кольцевых стыковых соединений тюбинга, двухкольцевых или трехкольцевых ступенчатых муфт и непосредственно найти поперечные силы между кольцами. Кроме того, когда постоянная величина пружины вращения соединения тюбинга равна 0, она такая же, как для многошарнирных колец; если она бесконечна, то такая же, как для равномерно жестких колец.

В последние годы многие ученые в Китае изучали проектирование тюбинга и придумали инновационные модели, чтобы компенсировать недостатки простых моделей.

(1) Трехмерная модель оболочки-пружины

Используется модель полной кольцевой футеровки, состоящая из полного кольца и двух полуколец, при этом среднее полное кольцо является целью исследования, а переднее и заднее полукольца – граничными условиями для среднего полного кольца, а также ступенчато соединенной силовой кольцевой структуры. Разработана модель конструкции под нагрузкой, а модель облицовки оболочки показана на рис. 4-4. Радиальное и тангенциальное сопротивление пласту моделируется пружинами. Учитывая, что сопротивление пласта грунта находится только под давлением, радиальная пружина напряжения на грунте автоматически отключается при ее вытягивании, а расположение блока пружин напряжения на земле показано на рис. 4-5.

Соединение тюбинга моделируется вращающейся пружиной, которая плотно размещена во всех узлах на торце соединения тюбинга. Пружина способна дополнить входной изгибающий момент, осевую силу и угол поворота кривой нелинейными параметрами. По сравнению с классической моделью пружинной балки, ее структурная форма и характер нагрузки в основном такие же, а основным прорывом является анализ распределения внутренних сил конструкции по амплитуде.

(2) Нагрузка – структурная модель оболочки-пружины – контактная модель

В модели «нагрузка – структурная модель оболочки-пружины – контактная модель» воздействие пласта на тюбинг достигается с помощью радиальных и тангенциальных фундаментных пружин. Эта модель учитывает эффект сжатия на стыках между тюбингом, перекрытие между тюбингом и болтовыми соединениями, радиальное и тангенциальное сопротивление пластов тюбинга, разницу между положительной и отрицательной изгибной жесткостью кольцевых соединений и угол вставки укупорочного блока. Он также обеспечивает условия для анализа продольной деформации, принимая во внимание механические механизмы растяжения болтов и сжатия водонепроницаемого материала в кольцевом пространстве во время продольной деформации. Этот метод может имитировать распространенный метод случайной сборки колец, как показано на рис. 4-6, и является более точным.

Рис. 4-4. Трехмерная модель оболочки-пружины

Рис. 4-5. Блок пружины напряжения грунта

Рис. 4-6. Разделение элементов тюбинга

(3) Стратиграфическая структурная модель с пружиной

Суть стратиграфической структурной модели заключается в учете влияния разгрузки напряжений в каверне после выемки грунта в исходном поле напряжений и совместной опоры породы периметра и структуры на стратиграфическое давление. Эквивалентные узловые силы вокруг отверстия извлекаются из рассчитанного поля напряжений собственного веса и дисконтируются с учетом снятия напряжений, затем прикладываются к узлам монолитных блоков вокруг отверстия и передаются на конструкцию туннеля через фундаментные блоки для достижения совместной опоры окружающей породы и конструкции. Процесс аналогичен процессу построения стратиграфической и структурной модели с использованием метода плоских конечных элементов. Разделение элементов конструкции и крепление болтов показано на рис. 4-7, 4-8.

Рис. 4-7. Положение крепления болтов

Рис. 4-8. Разделение элементов конструкции

(4) Модель оболочка-пружина с добавочным напряжением при продольной деформации Модель оболочка-пружина с добавочным напряжением при продольной деформации построена на основе конечных элементов, а для анализа дополнительных внутренних сил и деформаций в трехмерной структуре туннеля щита после возникновения продольных деформаций используется метод вынужденного перемещения. Данная модель была разработана с использованием блоков оболочки, блоков пружины сжатия, блоков пружины сдвига, блоков вращающейся пружины и блоков контакта, следуя идее модели оболочка-пружина с добавочным напряжением при продольной деформации для анализа поперечных внутренних сил щитовых туннелей.

4.1.3. Расчет нагрузки на тюбинг

1) Виды нагрузок и их комбинации

Разнообразие нагрузок, учитываемых при проектировании обделки, и многочисленные неопределенности в их значениях означают, что они должны устанавливаться в соответствии с различными условиями и методами проектирования, а также комбинироваться в зависимости от использования туннеля. Комбинация этих нагрузок варьируется в зависимости от назначения туннеля. Иногда даже необходимо комбинировать нагрузки в соответствии с наиболее неблагоприятными условиями, которые могут возникнуть на каждом этапе строительства и эксплуатации, например, выбирая комбинацию нагрузок, которая дает наибольшее воздействие нагрузки на конструкцию облицовки и наиболее неблагоприятные условия работы. В таблице 4-4 перечислены типы нагрузок, используемых при проектировании тюбингов.

Таблица 4-4. Виды нагрузок, используемые при проектировании тюбингов

В приведенной выше таблице основные нагрузки – это основные нагрузки, которые обычно должны учитываться при проектировании тюбинга. Дополнительные нагрузки – это нагрузки, которые будут приложены во время строительства и после завершения строительства туннеля, это нагрузки, которые необходимо учитывать в зависимости от использования туннеля. Кроме того, специальные нагрузки – это нагрузки, которые должны быть специально учтены в зависимости от условий пласта, использования туннеля и т. д.

На рис. 4-9 показано распределение основных нагрузок в туннеле щита.

Рис. 4-9. Схематическая диаграмма распределения основных нагрузок в щитовом туннеле

(4-1)

где: P e \ Pw – вертикальное давление в грунте и гидравлическое давление (кПа);

qe1 \ qe2 – горизонтальное давление в грунте (кПа);

qw1 \ qw2 – горизонтальное гидравлическое давление (кПа); qr – горизонтальное сопротивление грунта (кПа),

распределенное в диапазоне 45° выше и ниже горизонтального диаметра;

K – коэффициент горизонтального сопротивления грунта (кН/м3);

Δ – А горизонтальное смещение точки (м);

P g – сила реакции собственного веса конструкции (кПа);

W – вес на единицу длины кольца тюбинга (кН).

Рис. 4-10. Схема расчетной модели для давления на рыхлый грунт

2) Давление на грунт Давление на грунт, используемое для проектного расчета тюбинга, состоит из вертикального давления в грунте и горизонтального давления в грунте, значения которых не зависят от деформации туннеля. Кроме того, давление грунта на дно туннеля можно рассматривать как обратное давление грунта и трактовать как силу реакции основания. Существует два способа расчета давления грунта, один из которых заключается в том, чтобы рассматривать давление воды как часть давления грунта. Другой способ заключается в расчете давления воды отдельно от давления грунта. Первый обычно используется для вязких грунтов, а второй – для песчаных почв. Для промежуточных почв нет четких критериев, но коэффициент проницаемости от 10-4 ~ 10-3 см/с может быть использован в качестве отсекающего значения. В случае давления почвы и давления воды используется влажная мощность выше уровня грунтовых вод и насыщенная мощность ниже уровня грунтовых вод; в случае давления воды и давления почвы используется влажная мощность выше уровня грунтовых вод и плавающая мощность ниже уровня грунтовых вод.

(1) Вертикальное давление на грунт

В зависимости от расположения туннеля и условий основания вертикальное давление грунта может быть либо полным давлением вскрышных пород, либо давлением рыхлого грунта. Как правило, толщина вскрышных пород больше наружного диаметра туннеля, поэтому в случае песчаных или твердых вязких грунтов используется давление рыхлого грунта; в других пластах, где невозможно получить арочный эффект грунта, используется общее давление вскрышных пород. Для расчета давления рыхлого грунта обычно используются размеры, показанные на рис. 4.10, и формула Терзаги.

(4-2a)

(4-2b),

где: σ v давление рыхлого грунта по формуле Терзаги;

H – высота релаксации почвы;

K 0 – отношение горизонтального и вертикального давления грунта (часто принимается как K0 – 1);

φ – угол внутреннего трения почвы;

p0 – вышележащая нагрузка;

γ – тяжесть грунта;

c – адгезия грунта.

Если p0 / γ меньше, чем h0, используется следующая формула:

(4-3a)

(4-3b)

В случае, если p0/ γменьше H, то используется следующая формула:

(4-4),

где: H1 – пересчитанная толщина вскрышных пород, H1 = H + p0 / γ

(2) Горизонтальное давление грунта

Горизонтальное давление грунта такое же, как и вертикальное давление грунта, и его сложнее точно экстраполировать. Значения горизонтального давления грунта при проектировании обычно рассчитываются путем умножения вертикального давления грунта на коэффициент бокового давления грунта.

При отсутствии сопротивления основания в качестве коэффициента бокового давления грунта можно выбрать статическое давление грунта, учитывающее условия строительства.

Коэффициент активного давления грунта используется в качестве коэффициента бокового давления грунта, если имеется сопротивление основания или коэффициент статического давления грунта соответствующим образом дисконтируется для расчета. Коэффициент бокового давления грунта следует определять не только с учетом характера грунта, но и в зависимости от метода расчета конструкции и метода строительства. Однако очень трудно установить их должным образом, и их можно определить, обратившись к таблице 4-5.

Таблица 4-5. Коэффициент бокового давления грунта (λ), коэффициент сопротивления основания (k)

Расчетные напряжения в сечении тюбинга будут меняться из-за тонкого баланса между вертикальными и горизонтальными нагрузками. Коэффициент бокового давления грунта (λ) и коэффициент сопротивления основания (k) должны определяться тщательно с полным учетом условий заложения основания и назначения туннеля.

(3) Гидравлическое давление

Гидравлическое давление дается при расчете давления грунта, учитывая разделение давления воды и грунта, а разница в вертикальном давлении воды действует как сила плавучести, поэтому подъем необходимо изучать с учетом других нагрузок и состояния фундаментов поверх облицовки.

Гидравлическое давление может быть определено в соответствии с изменениями уровня грунтовых вод на этапе строительства, а также во время длительной эксплуатации, различая всевозможные стратиграфические условия и рассчитывая его как гидростатическое давление или включая воду как часть грунта.

Гидравлическое давление, действующее на обделку туннеля, использует давление поровой воды, но давление поровой воды очень трудно определить, с практической точки зрения и с учетом безопасности, гидравлическое давление обычно определяется гидростатическим давлением.

Как правило, гидравлическое давление в вертикальном направлении рассчитывается в соответствии с равномерной нагрузкой. Давление воды, действующее на верхнюю часть футеровки, равно гидростатическому давлению, действующему на ее вершину, а давление воды, действующее на дно, равно гидростатическому давлению, действующему на нижнюю точку футеровки. Гидравлическое давление в горизонтальном направлении используется в качестве трапециевидной распределенной нагрузки, и его размер совпадает с гидростатическим давлением.

Кроме того, при длительном использовании туннеля из-за влияния природных или техногенных факторов уровень грунтовых вод будет меняться, и также бывает достаточно сложно определить уровень грунтовых вод. При расчетах конструкции кольцевого щитового туннеля использование более высокого уровня грунтовых вод не обязательно означает, что он смещен в сторону безопасной конструкции; напротив, использование более низкого уровня грунтовых вод может быть наиболее неблагоприятным сочетанием условий работы с нагрузкой. Поэтому при определении уровня грунтовых вод он должен быть рассчитан в соответствии с самым высоким уровнем воды и самым низким уровнем воды соответственно.

3) Сопротивление грунтовой массы

Сопротивление грунтовой массы также известно как сопротивление образованию или сопротивление основания. Существует два способа определения сопротивления пласта: один предполагает, что сопротивление пласту не имеет ничего общего с деформацией (смещением) пласта, которая представляет собой силу реакции, уравновешенную действующей нагрузкой; другой предполагает, что сопротивление пласту связано с деформацией (смещением) пласта, которая подчинена смещению основания; под действием нагрузки часть конструкции облицовки будет деформирована в направлении вмещающей породы, поскольку вмещающая порода вокруг туннеля имеет определенную жесткость, она неизбежно создаст силу реакции на конструкцию облицовки (то есть сопротивление пласту), чтобы противостоять его деформации. В настоящее время определено большинство теорий локальной деформации, основанных на гипотезе Винкеля. Сопротивление пласту будет варьироваться в зависимости от используемой расчетной модели и метода расчета, среди которых наиболее часто используемые методы:

(1) Традиционный японский метод расчета

Предполагается, что вертикальное сопротивление основания не зависит от смещения основания, и в качестве сопротивления основания принимается равномерная сила реакции, уравновешенная вертикальной нагрузкой. Учитывая деформацию облицовки в направлении вмещающей породы, определено, что сопротивление основания в горизонтальном направлении действует в диапазоне центрального угла 45° выше и ниже горизонтального диаметра облицовки и предполагается распределенным в треугольнике с горизонтальным диаметром в качестве вершины. Сопротивление основания на горизонтальном диаметре является наибольшим, и его величина может быть рассчитана пропорционально горизонтальной деформации облицовки по отношению к вмещающей породе. Коэффициент сопротивления основания может быть принят в соответствии со стратиграфическими условиями.

(4-5),

где: K – коэффициент реакции основания (коэффициент горизонтального сопротивления грунтовой массы) (кН·м3).

δ – величина горизонтального смещения облицовки (м).

(2) Метод пружинной модели

Предполагая, что сопротивление пласта распределено радиально вдоль кольца облицовки, взаимодействие между облицовкой и пластом эквивалентно пружине, а сопротивление основания рассматривается как сила реакции, возникающая при деформации тюбинга в направлении основания.

В Европе и США используется пружинная модель основания по всему периметру. В Японии в основном используется пружинную модель частичного основания, при этом большинство пружин в тангенциальном направлении не рассматриваются, а в качестве эффективных пружин используются только пружины радиусного направления.

В зависимости от метода строительства целесообразно определить стоит ли учитывать сопротивление основания, возникающее в результате деформации собственного веса тюбинга. Если тампонажный материал за стеной имеет лучшую первоначальную прочность или истинная округлость листа трубы после того, как он выступает из хвостовой части щита, остается лучшей (в конструкции щита используется истинное круглое устройство или лучше управление тягой движительного гидроцилиндра), можно учитывать сопротивление основания, создаваемое деформацией собственного веса листа трубы. Особенно когда наружный диаметр туннеля велик, напряжение в поперечном сечении, вызванное собственным весом, намного больше по сравнению с напряжением в поперечном сечении, создаваемым давлением почвы и воды (при D≥12 м оно составляет от 60% до 80%).

4) Вес тюбингового кольца

Нагрузка собственного веса тюбинга представляет собой вертикальную нагрузку, распределенную вдоль оси футеровки, и обычно рассчитывается по следующей формуле:

(4-6),

где: g – нагрузка собственного веса тюбига (кПа);

W – сила тяжести на единицу длины облицовки (кН·м);

Rc – радиус футеровочного кольца (м).

5)Внутренняя нагрузка

Внутренняя нагрузка включает нагрузку, действующую в процессе строительства, и нагрузку, действующую после завершения строительства туннеля. В качестве внутренней нагрузки, действующей в процессе строительства, используются различные строительные машины и оборудование, такие как задний опорный прицеп и шлаковоз с защитной конструкцией. Когда эти нагрузки действуют на кольцо тюбинга, в котором материал для затирки за стеной еще не затвердел, необходимо проверить устойчивость кольца из тюбинга. Однако после того, как материал для затирки за стеной полностью затвердеет можно считать, что эти нагрузки поддерживаются окружающим основаниемоснованием, поэтому на практике эти внутренние нагрузки не изучаются, но берется метод не размещения этих устройств на кольце тюбинга, где тампонажный материал еще не затвердел за стенкой.

Кроме того, внутренние нагрузки, действующие при завершении строительства туннеля, варьируются в зависимости от цели использования туннеля, например, реакции железнодорожного транспорта, дорожного полотна, подвесных сооружений внутри туннеля и внутреннего давления воды. Из них нагрузки, действующие на дно туннеля, как в случае с железнодорожным транспортом, можно считать непосредственно передающимися на основание вокруг туннеля, как и внутренние нагрузки во время строительства; другие внутренние нагрузки, однако, оказывают влияние на обделку, поэтому нагрузки должны быть установлены и надлежащим образом изучены в соответствии с реальной ситуацией.

6) Строительная нагрузка

Строительная нагрузка на щит – это общий термин для обозначения временных нагрузок, действующих на обделку туннеля с момента сборки тюбингов до затвердевания материала после цементации в строительной пустоте в конце щита. Нагрузки на конструкцию щита включают тягу силовых цилиндров, давление при цементации задней стенки, рабочую нагрузку машины для сборки труб и другие строительные нагрузки. Строительные нагрузки зависят от вмещающих пород и условий строительства, поэтому важно минимизировать воздействие строительных нагрузок на трубный лист и обоснованно отразить строительные нагрузки в проекте. Кроме того, уровень технологии строительства является важным фактором при проектировании обделки туннеля.

(1) Тяга для гребного гидроцилиндра

Сила реакции тяги для гребного гидроцилиндра щитовой проходки, действующая на обделку туннеля при щитовой проходке, оказывает наибольшее воздействие на обделку из всех строительных нагрузок. Эксцентриситет упорного цилиндра следует определять в соответствии с нетрадиционными условиями проходки щита (плоская кривая, вертикальная кривая, серпантин и т. д.) с соответствующим запасом. Однако для щитов малого и среднего диаметра с наружным диаметром около 2 – 3 м существует много случаев, когда эксцентриситет фактически составляет 30 – 40 мм.

Если эксцентриситет гидроцилиндра слишком велик, то эксцентрический изгибающий момент, создаваемый тягой силового цилиндра, вызовет растягивающее напряжение в кольцевой части тюбинга, и тюбинг легко треснет. Кроме того, когда щит прокладывает туннель на изогнутом участке, эксцентрическая нагрузка, создаваемая гидроцилиндром тяги щита, вызовет временный дисбаланс давления с обеих сторон туннеля, что приведет к сложному состоянию продольного изгибающего напряжения; соединительные болты между кольцом и кольцом, несущим изгибающее напряжение, будут склонны к сдвиговому повреждению; а чрезмерное сжимающее напряжение, действующее на облицовку трубы, вызовет локальное повреждение тюбинга. Вышеуказанные нагрузки на конструкцию должны быть тщательно учтены при проектировании.

Сила реакции тяги для гребного гидроцилиндра щитовой проходки, действующая на обделку туннеля при щитовой проходке, оказывает наибольшее воздействие на обделку из всех строительных нагрузок. Эксцентриситет упорного цилиндра следует определять в соответствии с нетрадиционными условиями проходки щита (плоская кривая, вертикальная кривая, серпантин и т. д.) с соответствующим запасом. Однако для щитов малого и среднего диаметра с наружным диаметром около 2 – 3 м существует много случаев, когда эксцентриситет фактически составляет 30 – 40 мм.

Если эксцентриситет гидроцилиндра слишком велик, то эксцентрический изгибающий момент, создаваемый тягой силового цилиндра, вызовет растягивающее напряжение в кольцевой части тюбинга, и тюбинг легко треснет. Кроме того, когда щит прокладывает туннель на изогнутом участке, эксцентрическая нагрузка, создаваемая гидроцилиндром тяги щита, вызовет временный дисбаланс давления с обеих сторон туннеля, что приведет к сложному состоянию продольного изгибающего напряжения; соединительные болты между кольцом и кольцом, несущим изгибающее напряжение, будут склонны к сдвиговому повреждению; а чрезмерное сжимающее напряжение, действующее на облицовку трубы, вызовет локальное повреждение тюбинга. Вышеуказанные нагрузки на конструкцию должны быть тщательно учтены при проектировании.

Поскольку испытание тяги отдельной части тюбинга трудно отразить общую работу кольца тюбинга, особое внимание следует уделять тем случаям, когда расчетная тяга гребного гидроцилиндра отличается от фактической тяги щитовой сборки.

(2) Давление цементирования

При цементировании строительного зазора хвостовой части щита вокруг отверстия для цементирования тюбинга будет образоваться временная эксцентрическая нагрузка. Эта нагрузка легко деформирует или даже разрушает лист трубы, например, неправильный этап укупорочного блока типа радиальной вставки (блок K), разрушение соединительного болта, деформация облицовочного кольца и т. д.

Давление цементации обычно определяется давлением воды и грунта, рассчитанным по вмещающей породе и глубине заглубления забоя котлована, но также необходимо определить давление цементации в соответствии с фактическими условиями строительства щита и проверить структуру трубного листа под этим давлением цементации.

(3) Рабочая нагрузка машины для сборки тюбинга

Помимо подъемного кольца, во время сборки тюбинга на него действуют силы реакции монтажной оснастки. Проектирование должно основываться на номинальной мощности и динамическом эффекте монтажной оснастки для расчета конструктивных усилий в процессе сборки. Для бетонных тюбингов в качестве подъемных колец часто используются отверстия для болтов или отверстия для цементации. Кроме того, если отверстия для болтов или отверстия для цементации оснащены стяжными шпильками в качестве противовесов для подъема оборудования и материалов во время строительства или для предотвращения деформации кольца трубного листа, следует проанализировать и проверить предварительно заглубленные части и их сопротивление вытаскиванию.

(4) Другие строительные нагрузки

В качестве строительной нагрузки, в дополнение к вышесказанному, следует учитывать некоторые нагрузки, такие как влияние собственного веса заднего опорного прицепа, нагрузка на домкрат, фиксатор полного круга, влияние силы вращения ножевого круга, тип щита и различное оборудование на поверхности земляных работ и т. д., а иногда нагрузка на шлаковоз и держатель трубного листа также оказывает влияние на трубный лист. Кроме того, в слоях мягкой глины и рыхлого песка, когда лист трубы выступает из хвостовой части щита, верхняя вмещающая порода разрушается до верхней части кольца листа трубы, образуя эксцентрическую нагрузку. Если эти нагрузки оказывают большое влияние на конструкцию, следует установить соответствующую нагрузку в соответствии со строительной ситуацией и проанализировать силу конструкции.

7) Специальная нагрузка

Специальные нагрузки – это нагрузки, которые должны быть специально учтены с учетом окружающих условий основания, условий строительства и условий эксплуатации туннеля, включая воздействие землетрясений, воздействие параллельных или поперечных туннелей, воздействие строительства вблизи, воздействие осадки основания и т. д.

Когда туннель строится параллельно на близком расстоянии, взаимное вмешательство и взаимное влияние во время строительства и эксплуатации должны быть продемонстрированы в соответствии с положением друг друга, геологическими условиями, внешним диаметром туннеля, типом щита, сроками строительства и другими условиями, и при необходимости должны быть приняты защитные меры.

(1) Влияние параметров параллельного или поперечного туннеля

В последние годы появляется все больше примеров, когда несколько туннелей, расположенных на небольшом расстоянии друг от друга параллельно, имеют смещения и напряжения в поперечном или продольном направлении, значительно отличающиеся от смещений и напряжений в одиночном туннеле. Необходимо проанализировать влияние релаксации основания или строительных нагрузок, возникающих в результате взаимного влияния нескольких туннелей, и при необходимости принять меры, такие как укрепление обделки или основания, или предотвратить деформацию туннеля.

1. Взаиморасположение туннелей

Необходимо проанализировать расположение параллельных туннелей, как по горизонтали, так и по вертикали, пока расстояние между ними меньше внешнего диаметра последующего туннеля (1D), и чем меньше расстояние, тем больше воздействие, особенно если расстояние между ними меньше 0.5D. Необходим детальный анализ. Когда туннели проложены параллельно в верхнем и нижнем направлениях, строительная нагрузка последующего щита и разгрузка, сопровождающая выемку грунта, оказывают большее воздействие на предыдущий туннель. В частности, при строительстве последующего туннеля в нижней части туннеля, верхняя часть туннеля будет испытывать увеличение вертикальных нагрузок и неравномерную осадку из-за ослабления основания во время выемки грунта. Затем необходимо продемонстрировать поперечные и продольные силы и деформации в предшествующем туннеле.

2. Геологические условия

Помехи, создаваемые параллельными туннелями, и влияние строительных нагрузок зависят от состояния вмещающих пород.

Эффект наиболее выражен в связных пластах с высокой чувствительностью или в рыхлых песчаных пластах с плохими самонесущими свойствами. Именно здесь необходимо тщательное изучение изменения нагрузки вследствие релаксации основания.

Даже если грунт хороший или был укреплен, влияние строительных нагрузок может быть значительным, если расстояние между туннелями небольшое, тем более, если используется проходческий щит с закрытым забоем.

3. Наружный диаметр туннеля

В случае параллельной проходки влияние внешнего диаметра последующего туннеля является доминирующим по сравнению с внешним диаметром предыдущего туннеля, чем больше внешний диаметр последующего туннеля, тем больше влияние.

4. Тип проходческого щита

При параллельном строительстве туннелей воздействие последующего щита на предыдущий туннель сильно различается в зависимости от типа щита.

Когда туннели проложены параллельно в горизонтальном направлении, влияние щита с закрытым забоем на туннель заключается в эксцентрическом давлении, создаваемом упором щита при прохождении выработанного забоя, тогда как открытый щит обычно не оказывает влияния на упор, в основном из-за временного бокового давления грунта и снижения сопротивления основания, возникающего при открытом забое. В отличие от них, открытые щиты обычно не оказывают влияния на надвиг, а лишь временно снижают боковое давление на грунт и сопротивление основания из-за открытого забоя котлована. Таким образом, щитовые туннели с закрытым забоем обычно оказывают выталкивающее воздействие последующего туннеля на предыдущий туннель, в то время как туннели с открытым забоем обычно оказывают приблизительно втягивающее воздействие последующего туннеля на предыдущий туннель.

Поэтому при рассмотрении влияния параллельной проходки требуется детальный и тщательный анализ геологических условий, взаимосвязи между туннелями и различий, обусловленных типом щита.

5. Сроки строительства межтуннельного пространства

Как правило, строительство туннелей следует подождать пока вмещающая порода туннеля не стабилизируется перед строительством, но это трудно сделать при фактическом строительстве. Когда влияние более раннего строительства туннеля не исчезло и осуществляется последующее строительство туннеля, влияние строительства туннеля друг на друга более значительно. В это время необходимо полностью изучить сроки строительства межтуннельного пространства.

6. Нагрузки во время строительства

Основными факторами, влияющими на строительство передовых туннелей, являются нагрузки при строительстве последующих туннелей, включая тягу, давление забойной цементации, давление глинистой воды и давление грунта, которые действуют на передовые туннели через прижимную грунтовую массу. При эксцентрическом давлении в поперечном и продольном направлениях передового туннеля возникают аномальные смещения и напряжения. Хотя строительные нагрузки носят временный характер, нагрузки на межтуннельный грунт, вызванные тягой щитовой проходки, трудно быстро уменьшить даже после прохождения щита, а иногда они сохраняются в течение длительного времени, поэтому рассмотрению строительных нагрузок необходимо уделять должное внимание.

(2) Влияние близкого строительства

Строительство других сооружений в непосредственной близости от завершенных туннелей приведет к возникновению возмущения на вмещающую породу на окрестности туннеля и изменению нагрузок, действующих на туннель. Из-за этого необходимо применять соответствующие защитные меры по укреплению обделки, основания и т. д. При наличии условий, эти меры должны быть учтены по возможности при проектировании туннеля по планировочной ситуации.

Влияние близости конструкции относительно велико, поэтому при разумной оценке нагрузки необходимо использовать метод расчета, который может учитывать изменение нагрузки с течением времени (история нагрузки и история напряжений в облицовке). Кроме того, если вторичная облицовка рассматривается как структурный компонент для изменений нагрузки, которые произойдут в будущем, необходимо полностью продемонстрировать структурную модель.

1. Новые сооружения строятся в верхней части туннеля или вблизи нее, и верхняя нагрузка сильно меняется.

2. Выемка грунта проводится в нижней части туннеля или вблизи нее, и условия нагрузки, такие как вертикальное давление грунта и горизонтальное давление грунта, а также свойства вмещающих пород, такие как коэффициент сопротивления основания, сильно изменились.

3. Боковое основание туннеля нарушается, и боковое давление грунта и сопротивление основания сильно изменяются.

4. Большие изменения гидравлического давления, действующего на туннель. Различие между временными и долгосрочными последствиями вышеупомянутых ситуаций должно быть тщательно проведено при выдвижении этого аргумента.

(3) Влияние осадков основания

При строительстве туннелей в мягких или сильно изменчивых пластов, помимо просадки основания, вызванной строительством туннеля, необходимо также учитывать просадку самого исходного пласта. Последствия просадки основания ощущаются в основном в самом туннеле и в соединении туннеля с другими сооружениями, и поэтому должны быть полностью изучены.

1. Субстанция туннеля

Когда туннель строится в основании, находящемся в процессе консолидации, место расположения туннеля будет иметь разную величину консолидационной осадки по сравнению с окружающим основанием для части грунта, соответствующей высоте секции туннеля, так что туннель будет испытывать вынужденное смещение, эквивалентное этой дифференциальной осадке.

С другой стороны, влияние неравномерного оседания на туннель следует учитывать на участках, где продольная жесткость туннеля различна. А также на участках, где мягкие и жесткие основания ограничены или даже на слабых основаниях, которые находятся в процессе консолидационного оседания или где консолидационное оседание произойдет в будущем, а также на участках, где толщина мягкого и слабого грунта под туннелем значительно различается.

В этих случаях, когда механика туннеля не ясна, прочность обделки проверяется путем моделирования боковой структуры туннеля, либо путем увеличения вертикального давления грунта, либо путем принудительного смещения пружин основания. При продольной неравномерной осадке туннеля учитывается осадка основания в месте расположения туннеля с помощьюпружин основания, которые моделируют процесс слежения за туннелем при неравномерной осадке основания, и при необходимости принимаются такие меры, как снижение продольной жесткости туннеля, уменьшение осадки за счет усиления основания и увеличение чистого сечения туннеля.

2. Секция соединения туннеля и шахты

В месте соединения туннеля и шахты, поскольку соединяются две разные конструкции, могут легко возникнуть относительные смещения. В качестве альтернативы следует обработать основание шахты, чтобы уменьшить эффект неравномерного оседания. Кроме того, для обеспечения запаса высоты эффективным методом является увеличение поперечного сечения.

(4) Воздействие землетрясений

При рассмотрении последствий землетрясений следует провести тщательные исследования с учетом важности туннеля, его окрестностей, состояния вмещающей породы, сейсмической интенсивности района, в котором он расположен, структуры и формы туннеля и т. д., а также принять необходимые сейсмические меры.

Подземная конструкция значительно менее подвержены землетрясениям, чем наземные из-за ограничений, накладываемых грунтом, и когда толщина покрова туннеля достигает определенного уровня, можно предположить, что туннель и основание генерируют практически одинаковую вибрацию. Однако воздействие землетрясений на туннель сильнее при следующих условиях и требует тщательного изучения.

1. Изменения в конструкции обделки, например, подземные соединения и соединения с шахтами: изменения в структуре туннеля и напряжения в сечении в зонах структурных изменений.

2. Туннели, расположенные в мягком грунте, могут испытывать значительные осадки из-за снижения прочности и бокового движения грунта при сейсмических или других повторяющихся нагрузках, известные как «сейсмическая просадка», которые должны быть специально проанализированы с учетом конкретных условий участка.

3. Когда изменяются условия основания, такие как вид грунта, толщина покровного слоя, глубина залегания коренных пород: деформация продольного основания туннеля различна, и напряжение поперечного сечения возникает в продольном направлении туннеля.

4. Криволинейный участок с резкими поворотами: напряжение участка возникает в осевом направлении из-за резкого изменения направления между направлением падающей сейсмической волны и осевым направлением туннеля.

5. В рыхлых, насыщенных песком основаниях, где существует вероятность разжижения: разжижение может вызвать подъем туннеля и нельзя игнорировать последствия землетрясений.

В частности, во время землетрясений относительно большие напряжения в сечении неизбежно возникают в той части туннеля, где конструкция туннеля соединена с конструкцией шахты, которая полностью отличается от остальной части туннеля, поэтому для уменьшения продольной жесткости этой части туннеля целесообразно предусмотреть гибкие тюбинги или использовать резиновые прокладки или эластичные прокладки между кольцами тюбинга для придания им гибких соединений.

4.1.4. Методика обоснования сейсмопрочности тюбинга

(1) Обоснование устойчивости туннеля и строительного участка

Если туннель находится на участке, где существует риск разжижения грунта из-за давления поровой воды, превышающий статичное, то формируется область подземной циркуляции с потоком, направленным вверх, и он теряет прочность. Что может привести к снижению нагрузки грунта в верхней точке туннеля, к потере его сопротивляемости силе выталкивания, вследствие чего может возникнуть вероятность поднятия туннеля.

(2) Механическое обоснование поперечного направления сечения туннеля

В настоящее время в КНР анализ сейсмостойкости поперечных сечений подземных туннелей по большей части проводится согласно принципу сейсмического коэффициента. Основная исходная точка данного метода – воздействие землетрясений на подземную структуру, по большей части состоящая из двух частей. Первая – вес структуры и перекрывающего слоя породы создают инерционную силу пропорциональную сейсмическому ускорению поверхности, вторая – самопроизвольное увеличение бокового давления, вызываемое землетрясением.

Если весовая плотность туннеля (вес одного погонного метра туннеля/площадь поперечного сечения туннеля) легче или практически тождественна с весовой плотностью вмещающей породы, то обычно это является следствием землетрясения, сопутствующие толчки вызывают серьезные видоизменения, сдвиги вокруг строительного участка, при этом, инерционная сила не принимается в расчет. Аналитический метод сейсмостойкости, основанный на данной концепции, получил название «метод спектров реакции», или «теория коэффициента динамичности». Особенностью теории является принятие во внимание смещений пластов, расположенных в подземных структурах, которые становятся входом землетрясения в структуру. Метод спектров реакции проводит расчеты для смещений расположения участков туннеля. Метод учитывает все смещения или смещенные участки, действующие на туннель, и производит расчеты давления на сечение туннеля и стрелы деформации.

(3) Механическое обоснование продольного направления сечения туннеля

Расчеты сейсмоустойчивости продольного направления сечения туннеля чаще всего основаны на методе спектров реакции. При проведении расчетов, исходя из состояния всех участков туннеля, устанавливается необходимая длина волны. Предполагается, что смещение участков, полученное методом реактивного смещения, является синусоидальной волной, которая действует на туннель и оказывает давление на верх продольного сечения и объем его изменений. Данный метод является часто применяемым методом расчетов.

Что касается жесткости туннеля, необходимо принять во внимание то, что первичное соединение обделки снижает жесткость. Следует учитывать влияние вторичной и последующих обделок. Решение стоит принимать после тщательного планирования структуры туннеля. Необходима проверка проекта на напряжение сечения и стрелы деформации частей первичного и вторичного соединения обделки, напряжение и величину смещения мест соединений вертикальной шахты сечения.

(4) Метод динамического анализа

Для метода спектров реакции и метода сейсмического коэффициента применяют изменяющиеся со временем сейсмическое действие взамен статической нагрузки или замены статического перемещения, затем используют модель статистического расчета для нахождения отклика структуры. Постепенно примеров проведения динамических расчетов с использованием вычислительной модели совместного влияния сооружения и участка становится больше. Если точно определить материал конструкции и нелинейные параметры элементов конструкции, можно применить динамический расчет, чтобы обнаружить динамику каждой части сооружения во время землетрясения. Вследствие нерациональности входасейсмической волны и сложности интерпретации результатов расчетов, а также отсутствия определения окончательного способа расчетов к настоящему времени, метод не достиг уровня полного принятия.

4.1.5. Анализ распределения арматуры тюбинга

1) Насыщенность арматурой бетона для тюбинга в метро (КНР)

За последние 20 лет при использовании проходческих щитов в Китае было построено большое количество веток метро, структурное укрепление которых является характерным, что по большей части отражает достигнутый в КНР уровень проектирования. Для определения насыщенности арматурой тюбингов метро, возводимых с помощью проходческих щитов, изучили различные регионы, качество почвы и возможные диаметры туннелей, проведя исследование содержания арматуры 38 веток метро в 21 городе КНР. По большей части содержание составило 140~210 кг/м3. Самое низкое содержание арматуры наблюдалось в Чунцине, где туннели прорываются в средневыветренных песчаных аргиллитах, и составляло 120 кг/м3. Самое высокое содержание арматуры наблюдалось в Ханчжоу, где алевритовая почва, много отложений глины. В такой мягкой почве сооружение туннелей требует повышенного содержания арматуры, достигающего 253 кг/м3. Данные факты отражены в таблице 4-6.

Таблица 4-6. Исследование содержания арматуры в метро КНР

2) Сравнение различий армирования элементов строительства проходческих пространств метро в КНР и других странах

КНР не часто принимает участие в разработке проектов метро и других строительных объектов за рубежом, поэтому сложно получить большое количество относительно достоверных зарубежных расчетных параметров. Китайская корпорация железнодорожных туннелей получила проект строительства западного сектора красной ветки метро в городе Тель-Авив (Израиль), а также на нее была возложена миссия выполнения генерального подряда работ на данном объекте. Строительство объекта осуществлялось по европейским стандартам, диаметр щитового туннеля составил 7.2 м, толщина тюбинга 0.35 м, основной почвой проходки был мелкий песок, сильно выветренный Kurkar (сходный с песчаником), ГГВ в верхней точке туннеля по проекту – 1 – 8 м, содержание арматуры приблизительно 120 кг/м3. Ниже проведем анализ со сходным проектом в КНР:

(1) Внешний диаметр тюбинга у данного туннеля сравнительно большой, достигает 7.2 м, в КНР за обычный диаметр считается 6 м, 6.2 м, самый большой – 6.7 м.

(2) Толщина тюбинга – 0.35 м, приблизительно такая же, как и в КНР.

(3) Для армирования тюбинга применяют метод сеточного армирования, лицевые и каркасные стойки крепятся вместе, образуя сетку арматуры, обычно арматура монтируется в области болтовых отверстий. В КНР продольную арматуру гнут и приваривают стыковым швом к каркасным стойкам, так образуется арматурный каркас. В верхней части есть болтовые отверстия, болт крепится и соединяется с торцевой поверхностью симметрично распределенного каркаса арматуры. Некоторые тюбинги снабжаются кольцевой арматурой для увеличения сопротивляемости стыков.

(4) Продольная арматура тюбингов – Т14, среднее расстояние между элементами – 150 мм. В КНР применяется продольная арматура диаметром от 16 мм и выше, среднее расстояние между элементами равно 125 мм.

(5) Распределительный арматурный стержень тюбинга равен Т10, среднее расстояние между стержнями – 160 мм. В КНР распределительный арматурный стержень тюбинга равен 12 – 14 мм, среднее расстояние между стержнями – 160 мм.

3) Анализ причин различий

(1) Во время строительства каждой ветки метро в КНР участок строительных работ делится на 3 – 5 отрезков, так удобнее распределять тюбинги между строительными организациями. Обычно, принимая во внимание геологические условия каждой метротрассы и глубины залегания, предоставляются 1 – 4 вида универсальных карт распределения арматуры. Проектные подразделения каждого участка проводят повторные вычисления, исходя из конкретного состояния своего отрезка, и из универсальных чертежей выбирают различное распределение арматуры. Принимается во внимание инклюзивность, часто используемый тип армирования превышает потребности участка.

(2) При внутренних расчетах армирования элементов строительства проходческих пространств метро в КНР обычно прибегают к привычному методу, применяемому в Японии (нагрузка – структурная модель). На красной ветке в городе Тель-Авив применяется метод структуры пласта (скалистый грунт – структурная модель). Первый метод уменьшает твердость соединения тюбингов и увеличивает средний изгибающий момент. Второй метод не учитывает влияние на соединение, а исходит из гомогенности грунтов. С точки зрения расчетного усилия первый способ превосходит второй.

(3) В КНР проектанты, применяя японский метод, проводят анализ внутренних сил. Затем для проведения расчетов несущей способности, объем армирования часто уменьшается соответственно параметру проектных продольных сил, или стандартные параметры продольной силы заменяют проектные. Вплоть до того, что иногда проводятся расчеты плоских изгибов конструкции, что приводит к увеличению объемов арматуры. Однако в туннелях подобной кольцевой структуры продольная сила оказывает сильное итоговое влияние на арматуру. Если не определен такой параметр, как качество почвы, или сложно определить количество интервалов вследствие их чрезмерности, то для вышеизложенного метода проводится расчет количества арматуры.

(4) Строительный цикл сооружения проектов метро в КНР сравнительно короткий, а время геологоразведочных работ еще короче: время исследования одной метротрассы не превышает года. В Тель-Авиве все работы, связанные с геологическими исследованиями и подведением результатов, заняли более 5 лет. Отбросив время на согласование, получим не менее 3 лет, ушедших на сбор данных на месте и исследовательскую деятельность. В КНР инженерные исследования завершают в сжатые сроки, при этом удовлетворяются требования существующих стандартов. Количество образцов внутренних и полевых испытаний в КНР меньше, чем за рубежом. В то же самое время, технический персонал, производящий исследования, испытывает беспокойство по поводу изменчивости подземного инженерного геологического строения. Предоставляемые параметры почвы устаревают, что приводит к отклонениям в сторону в результатах расчета внутренних сил конструкции.

(5) До 2010 года при сооружении строительных проектов метро в КНР использовалась несущая арматура HRB335, проектная прочность которой была низкой. Предел ее текучести по европейским стандартам составляет 400 – 600 MПa. В тождественном по внутренним силам проекте, в КНР используют большее количество стали. С течением экономического и технического развития и прогресса в КНР, свойства арматуры улучшились. В настоящее время по большей части используют несущую арматуру HRB400, с соответствующим пределом текучести – 400 MПa. Не смотря на улучшение технических характеристик арматуры, из-за многолетнего проектирования по инерции, некоторые участки с арматурой в регионах остались без изменений, диаметр арматуры все еще начинается с 16 мм. Данный факт приводит к тому, что в настоящий момент в некоторых районах существующий объем арматуры не уменьшился с улучшением свойств материала. За последние два года в целом ряде проектных организаций обнаружились проблемы. В только построенных тюбингах проходческих пространств, содержание стали снизилось. Например, в Чуньцине, Даляне, Шэньяне и других городах, содержание стальных конструкций уменьшилось до 120 – 135 кг/м3.

4.2. ВОДОНЕПРОНИЦАЕМАЯ КОНСТРУКЦИЯ СВАРНЫХ ШВОВ ТЮБИНГА

В туннелях проходческого типа применяют болтовые соединения, содержится огромное количество стыковых подземных конструкций, вследствие обделки тюбинга и погрешностей монтажа, в торцевой поверхности соединений возникают неровности, что приводит к прерывистости конструкции. В то же самое время смешение пластов приводит к структурной деформации тюбинга туннеля. Накопленные ранее погрешности и деформации приводят к расхождению швов тюбинга, вследствие целого ряда причин швы теряют свои водоизоляционные свойства. В настоящее время невозможно построить полностью водозащищенный туннель.

В настоящее время основными способами гидроизоляции являются: герметичное цементирование тюбинга снаружи, герметичный бетонный тюбинг, водонепроницаемые швы, вторичная герметичная обделка. Все четыре составляющих важны, но, не включая герметичный бетонный тюбинг, самым ключевым пунктом являются герметичные швы тюбинга. Герметичные швы тюбинга достигаются с помощью герметичной уплотнительной прокладки между тюбингами, герметичной подкладки. С внутренней стороны соседнего тюбинга выполняют зачеканенный герметичный шов и крепление болтами, герметизирование монтажного проема. Надежность обеспечивает герметичная уплотнительная прокладка, которая является основой непроницаемости шва. Принцип непроницаемости прокладки заключается в том, что нормальное напряжение контактной поверхности прокладки больше чем давление внутренних вод, оказываемое на тюбинг, и радиальное напряжение в области продольного шва. В проектирование важно количество прокладок на туннель, их форма, размер и материал.

Рис. 4-10. Уплотнительные герметичные прокладки: a) уплотнительная прокладка; b) уплотнительная прокладка СКЭПТ и расширяющаяся при контакте с водой прокладка; c) подходящая по материалу прокладка сечения; d) расширяющаяся при контакте с водой уплотнительная прокладка

4.2.1. Выбор количества уплотнительных прокладок

Согласно исследованиям для обеспечения герметичности швов в подавляющем большинстве случаев используют уплотнительные прокладки в КНР и за рубежом. В туннелях среднего и малого диаметра применяются одиночные прокладки или расширяющиеся при контакте с водой уплотнительные прокладки. В КНР большая часть туннельных пространств имеет большой радиус, в таких туннелях применяются герметичные прокладки или прокладки, валик которой при контакте с водой расширяется. Например, подводный туннель в Токийском заливе (внешний диаметр 13.9 м), Эрресунский мост (внешний диаметр 8.5 м), Шанхайский туннель через Янцзы (внешний диаметр 15 м), мост через залив Ханчжоувань (внешний диаметр 11.3 м), туннель в городе Чанша (внешний диаметр 11.3 м).

Существуют примеры применения двойных прокладок, которые в одинаковой степени проявляются в КНР и зарубежом. Например, Уханьский туннель Чанцзян (внешний диаметр 11 м), туннель Шицзян между Шэньчжэнем и Гонконгом (внешний диаметр 10.8 м), туннель Нанкин Динхуаймень через реку Янцзы (внешний диаметр 14.5 м), старый туннель под Эльбой в Гамбурге (внешний диаметр 13.75 м) и другие. Расположение уплотнительных прокладок в данных туннелях показано на рис. 4-11.

При применении двойных уплотнительных прокладок, можно усилить характеристики герметичности тюбинга, что касается применения герметичной внутренней боковой прокладки, возникают трудности с ее надлежащим распределением, таким образом, защита от воды шва у внутреннего сальника ограничена. В то же время, при монтаже двойной уплотнительной прокладки (особенно для продольных швов) необходимо применить большую силу сжатия при соединении, только при таком условии можно посадить уплотнительную прокладку в канал уплотнения. Возникают трудности при соединении, которые оказывают негативное воздействие, при этом стоимость строительства заметно увеличивается.

Было проведено обследование и изучение уже построенных проходческих щитов малого, среднего и крупного диаметров. Исследования показали, что протекание при применении одинарной прокладки не многим больше, чем при применении двойной прокладки. Рассматривая данную проблему с точки зрения распределения протеканий, утечки обычно проявляются в основном теле тюбинга и его швах, когда обнаруживаются серьезные смещения. Поэтому при грамотном проектировании формы сечения прокладки применяются подходящие для лучшей герметизации материалы, обеспечивающие самогерметизацию тела тюбинга. При строгом контроле качества сборки тюбинга, обычно не применяют двойную защиту, кроме случаев, где наблюдается высокое давление воды на туннель (внешний диаметр у таких туннелей больше 15 м). Что касается туннелей, в которых применяются двойные уплотнительные прокладки, рекомендуется устанавливать герметичное отверстие в промежутке между уплотнительными прокладками. В таком случае, при обнаружении протечек во время эксплуатации, отверстие можно будет залить герметическим составом, герметик запечатает точку утечки в закрытой среде.

4.2.2. Конструкция прокладки

Гидроизоляция прокладки зависит от ее размера и формы. При проектировании прокладки необходимо изучить следующие аспекты.

1) Принципы проектирования прокладок

Величина контактного напряжения зависит от упругости прокладки. Для обеспечения соответствующей силы упругого восстановления необходимо установить требуемый объем прокладки. При чрезмерном увеличении ее объема могут возникнуть трудности при сборке тюбингов. При проектировании прокладки для герметизации тюбингов следует учитывать следующие результаты китайских и международных инженерных и материаловедческих исследований:

(1) Для обеспечения краткосрочной влагостойкости контактное напряжение прокладки должно быть больше расчетного давления воды. Для обеспечения длительной влагостойкости контактное напряжение не должно быть меньше расчетного давления воды. Должно обеспечивать достаточный коэффициент надежности водоизоляции, на стыке не допускаться протечки стыков.

(2) Соответствующий объем прокладки может обеспечить достаточное контактное напряжение и удовлетворять эффекту гидроизоляция швов щита. Превышение объема может вызвать увеличение давления и концентрации напряжения при сборке;

(3) При проектировании следует учитывать размер раскрытия и забега.

(4) Давление домкратов и действующая сила при сборке тюбингов не должны приводить к повреждению торца и угловой части тюбинга. Когда выполнены условия гидроизоляции, необходимо сократить давление на прокладку (общее давление при полном вдавливании уплотнительной прокладки в пазы тюбинга), чтобы обеспечить удобство строительства;

(5) Необходимо учитывать долгосрочную релаксацию напряжения и стрелу остаточной деформации.

2) Определение размера раскрытия и забега стыков тюбингов

При производстве, монтаже и эксплуатации тюбингов проходческого щита на стыке неизбежно возникнут разбеги раскрытия. Его прямые факторы воздействия следующие:

(1) погрешность при производстве тюбинга: ± 2 мм;

(2) погрешность при установке тюбинга: ± 2 мм;

(3) толщина буферного материала: 1~2 мм;

(4) погрешность в работе проходческого щита: ± 5 мм (кольцевой стык);

(5) восприятие продольных усилий, создаваемых щитом во время передвижения: ± 2 мм;

(6) человеческий фактор, воздействие окружающей среды: ± 2 мм;

(7) ошибка измерения площадки контакта прокладки: ± 1 мм.

Рис. 4-11. Две уплотнительные прокладки для гидроизоляции

Под влиянием перечисленных факторов накопляющий максимальный размер раскрытия стыков может составить 8 мм, разбег – 15 мм. В соответствующей литературе также приводится полуаналитический метод расчета допустимого размера раскрытия стыков при определенном давлении воды:

(4-7),

где: Δ – допустимый размер раскрытия кольцевых стыков с гидроизолирующими упругими прокладками при определенном давлении воды (мм);

ρmin – минимальный радиус кривизны продольного прогиба туннеля (мм);

D – внешний диаметр обделки (мм);

B – ширина тюбинга (мм);

Δ 0 – вероятный размер кольцевого стыка при производстве и монтаже (мм);

Δ s – величина последующего раскрытия стыков (мм).

3) Коэффициент надежности и показатель водонепроницаемости

Согласно соответствующей литературе о системе гидроизоляции требования по водонепроницаемости выполняются при коэффициенте контактного напряжения и расчетного давления воды больше 1.15. На практике рекомендуется использовать коэффициент в диапазоне 1.2 ~ 1.4. При увеличении или уменьшении давления воды коэффициент соответственно изменяется.

Показатель водонепроницаемости (то есть величина контактного напряжения) рассчитывается, как коэффициент надежности × расчетное давление воды ÷ коэффициент остаточного напряжения прокладки после снижения напряжения и износа. Выражение выглядит следующим образом:

(4-8),

где σ – расчетный показатель водонепроницаемости (контактное напряжение прокладки), учитывающий величину разбега и раскрытия стыков тюбинга;

К – коэффициент надежности гидроизоляции;

σ w – расчетное теоретическое давление воды;

γ – коэффициент остаточного напряжения прокладки при снижении напряжения и износе материала.

Например, согласно статистике у вулканизированного этиленпропилендиенового каучука коэффициент остаточного напряжения в течение 100 лет составляет 65%. Эти данные можно учитывать на начальном этапе проектирования, но на этапе реализации следует опираться на результаты испытаний.

4) Проектирование размера и формы прокладки

Проектирование размера и формы прокладки включает непрерывный процесс оптимизации. На ход разработки влияют два фактора:

1. Достижение расчетных требований по гидроизоляции в самых неблагоприятных условиях работы.

2. Максимальное снижение давления при сборке с соблюдением условий водонепроницаемости. Это связано с тем, что увеличение усилия прижатия тюбингов, по меньшей мере, может повлиять на темп строительных работ. В худшем случае это может привести к выдавливанию или обрыванию прокладки, а также трещинам в бетоне тюбинга, что нарушит гидроизоляцию.

В настоящее время в Китае и других странах отмечается недостаток теоретических данных о проектировании размера и формы прокладки. В ходе испытаний трудно получить данные о величине и распределении внутреннего и контактного напряжения прокладки. Поэтому для проектирования используют цифровое моделирование с применением данных конечных элементов. При получении данных о величине и распределении внутреннего и контактного напряжения определяют предварительные размеры и форму прокладки путем соотношения величины напряжения. Для подтверждения эффективности гидроизоляции позже проводят опыты с нагнетанием воды.

Ключи проектирования размера и формы уплотнительной прокладки:

(1) Ширина прокладки Ширина прокладки влияет на путь протекания воды под давлением. Согласно международному опыту для соответствия требованиям гидроизоляции ширина контактной площадки прокладки должна составлять три степени наибольшей величины уступа по следующей формуле:

(4-9),

где b – ширина прокладки (мм);

s – величина наибольшего разбега (мм).

Например, при наибольшей величине разбега 15 мм прокладка шириной 45 мм будет соответствовать требованиям гидроизоляции. Кроме того, в практическом сравнении при соединении кольцевых и продольных стыков тюбингов по типу «шип – паз» образование уступа незначительно. После полного соединения двух сторон стыка при использовании соединения типа «шип – паз» ширина прокладки меньше, чем без такого соединения в аналогичных условиях. Таким образом, для стыков тюбингов в проходческом щите большого диаметра рекомендуется использовать соединение типа «шип – паз».

(2) Высота прокладки

При расчете высоты прокладки следует учитывать максимальный размер раскрытия стыков, а также снижение напряжения прокладки, ослабление и износ материала. Форма прокладки должна подходить к форме пазов на торцах тюбингов (выемка, полость и др.). Глубина паза и высота прокладки рассчитывается по следующей формуле (обозначения, использованные в формуле, показаны на рис. 4-12):

Рис. 4-12. Схема формы и пазов уплотнительной прокладки

(4-10),

где: ε max – максимальный коэффициент сжатия уплотнительной про кладки, при котором размер зазора составляет 0 мм. После проведения расчетов и испытаний его значение обычно составляет не менее 40%;

εmin – минимальный коэффициент сжатия уплотнительной прокладки с учетом размера уступа и раскрытия стыков. Его значение обычно составляет не менее 30%;

Δ – допустимое раскрытие стыков;

d – глубина паза;

h – высота уплотнительной прокладки;

E – модуль упругости уплотнительной прокладки.

На рис. 4-13 показана кривая деформации сжатия уплотнительной прокладки. До определенной степени увеличение сжатия приводит к нелинейному увеличению давления. Далее небольшое усиление сжатия может привести к экспонентному росту давления. Таким образом, не следует устанавливать слишком большой показатель максимального сжатия упругой уплотнительной прокладки. В процессе монтажа степень сжатия уплотнительной прокладки не должна превышать ее показатель при максимальном коэффициенте сжатия. Превышение силы сжатия может привести к ускорению износа материала, усилению релаксации напряжения, тем самым повлияв на срок службы уплотнительной прокладки. Также нельзя допускать снижения степени сжатия ниже значения при минимальном коэффициенте сжатия, что может привести к недостаточному сопротивлению расчетному давлению воды и протечкам в туннеле.

Рис. 4-13. Кривая деформации сжатия резиновой уплотнительной прокладки

(3) Проектирование формы уплотнительной прокладки

Сжимаемость уплотнительной прокладки зависит от ее формы и строения. При проектировании формы уплотнительной прокладки основными вопросами являются:

1. Контроль деформируемости внутренних отверстий;

2. Расчет концентрации напряжения и пластичности в местах уплотнительной прокладки, ослабленных формированием отверстий;

3. Расположение отверстий с учетом требуемого контактного напряжения при сжатии уплотнительной прокладки и давления при монтаже;

4. Определение количества и расположения отверстий на основании результатов теоретических расчетов распределения и величины контактного напряжения при максимальном размере разбега и раскрытия стыков;

5. Определение концентрации напряжения при различных вариантах расположения отверстий;

6. Расчет влияния долгосрочной релаксации напряжения и ползучести на гидроизоляцию.

В последние 10 лет в Китае проводилось большое количество исследований о количестве и размере отверстий в прокладках, форме отверстий и прокладки (зубчатая или незубчатая). Однако построение теоретической системы еще не завершено, и при проектировании в основном используют имеющийся инженерный опыт, цифровое моделирование и результаты практических испытаний. Наиболее часто используемые формы уплотнительной прокладок в Китае представлены на рис. 4-14.

Рис. 4-14. Наиболее часто используемые формы уплотнительных прокладок в Китае

(4) Проектирование размеров уплотнительного паза Уплотнительную прокладку следует полностью вдавить в уплотнительный паз на торцах тюбингов. Согласно «Стандартам гидроизоляции при проведении подземных строительных работ» (GB50108), если раскрытие стыков составляет 0, площадь поперечного сечения уплотнительного паза должна быть больше или равна площади поперечного сечения уплотнительной прокладки, что выражается следующей формулой:

(4-11),

где A – площадь поперечного сечения паза;

A 0 – площадь поперечного сечения прокладки.

При проектировании уплотнительного паза размеры не должны быть слишком большими. Слишком большой уплотнительный паз снижает действие бокового ограничителя, и боковая поверхность уплотнительной прокладки деформируется, что снижает контактное напряжение уплотнительной прокладки между стыками, и не обеспечивает гидроизоляционный эффект. В то же время паз не должен быть слишком маленьким, как A/A0 < 1.0. Чтобы достичь требуемого уровня гидроизоляции необходимо увеличить силу давления при монтаже тюбингов. Однако это может сильно повлиять на точность сборки тюбингов, а также увеличивает энергопотребление, усложняет сборку и может привести к выдавливанию уплотнительных прокладок из паза, пластической деформации выдавленной части уплотнительной прокладки, формированию канала протечки и потере герметичности соединения.

4.2.3. Выбор материала уплотнительной прокладки

В качестве материала уплотнительной прокладки обычно используют клейкий водостойкий невулканизированный бутилкаучук, самовосстанавливающийся этиленпропилендиеновый каучук и водонабухающую резину.

Невулканизированный бутилкаучук является распространенным гидроизолирующим материалом, но по причине высокой цены и уступающей этиленпропилендиеновому каучуку термостойкости в настоящее время редко используется с тенденцией к постепенному исключению из работы.

Водонабухающая резина в основном используется в Японии, Южной Корее и других азиатских странах. В Китае также часто используется в качестве гидроизолирующего материала в проходческих щитах. По сравнению с упругой уплотнительной прокладкой гидроизолирующая уплотнительная прокладка из водонабухающей резины применяется в Китае и других странах недавно. Она относится к сравнительно новой продукции. Направление ее разбухания, степень разбухания и долговечность вызывают сомнения. Кроме того, различия в характеристиках гигроскопичности полимеров и других набухающих материалов, снижение долгосрочной прочности и деформационных свойств хлоропренового каучука и других материалов основы после набухания, а также уменьшение распада и сопротивления давлению и другие причины приводят к тому, что при практическом применении материалов из водонабухающей резины сложно достигнуть ожидаемого результата. Постепенно этот материал все чаще используют в качестве вспомогательного материала.

Этиленпропилендиеновый каучук в странах Европы и Америки используется около пятьдесяти – шестьдесяти лет. За последние десять лет в Китае также постепенно увеличилось его применение. Исследование его характеристик долгосрочного напряжения и долговечности показали хорошие результаты, и он стал предпочтительным материалом для гидроизоляции стыков в проходческих щитах. В последние годы для проходческих щитов большого диаметра часто используется комбинированная упругая уплотнительная прокладка из этиленпропилендиенового каучука и водонабухающей резины. Однако в ходе испытаний неоднократно отмечалось явление выдавливания водонабухающей резины с поверхности уплотнительной прокладки. Причиной является существующие в настоящее время технологии производства резины. Большинство производителей отдельно вулканизируют этиленпропилендиеновый каучук и водонабухающую резину, а затем ручным способом вставляют водонабухающая резину в этиленпропилендиеновый каучук, что не объединяет их в одно целое. Таким образом, водонабухающая резина при объемном расширении отделяется от этиленпропилендиенового каучука. В настоящее время в Китае и других странах существуют производители, которые разработали технологию совместной вулканизации этиленпропилендиеновый каучука и водонабухающей резины, что обеспечивает целостность комбинированного материала. Возможно, такой тип материалов в будущем будет широко использоваться.

4.3. ОДНО- И ДВУХСЛОЙНАЯ ОБДЕЛКА ПРОХОДЧЕСКИХ ЩИТОВ

В отрасли продолжается постоянная дискуссия об использовании одно- или двухслойной обделки для туннелей. При болтовом соединении проходческий щит создает гибкую систему. Если использовать двухслойную обделку, то из-за ровной и гладкой внутренней поверхности тюбингов два слоя с трудом объединяются в одну структуру и соединяются между собой, а также создают в целом больше несущего давления.

С точки зрения координации деформации вторичная обделка невозможна аналогичной конструкции тюбингов. Он создает большое количество деформационного шва, что приведет к координации деформации структуры тюбингов и концентрации напряжения. Кроме того, учитывая задачи по сокращению сечения туннеля и финансовых затрат на строительство, сложно оставить второй слой соответствующим требованиям к его толщине для выдерживания давления. При рассмотрении существующих туннелей с двухслойной обделкой можно отметить, что у большинства из них толщина второго слоя составляет 200 – 300 мм. Такой толщины недостаточно для выдерживания давления воды, которое возникнет в случае протекания конструкции тюбингов. Если возникнет концентрация напряжения и давления воды, в более тонком втором слое могут появиться трещины и протечки. Второй слой в подводном туннеле токийского залива в Японии, установленном с целью гидроизоляции, малоэффективен.

За исключением водопроводных туннелей (несущее давление и использование пространства внутри автомобильных туннелей отличается) в Китае и других странах большинство проходческих щитов используют один слой обделки с тюбингами в качестве постоянной конструкции. В случае возникновения локальной проблемы в тюбинге в настоящее время широко используется метод армирования стальным кольцом, что позволяет избежать полного нарушения устойчивости из-за излишней деформации. Распространенным методом устранения серьезных протеканий является укрепление конструкции тюбингов, затем их наружная цементация, что создает упрочняющее кольцо и водонепроницаемый слой, что снижает коэффициент проницаемости слоя, усиливает сдерживающую способность конструкции, повышает физико-механические характеристики слоя, а также снижает прямую внешнюю нагрузку на тюбинги и контролирует деформацию. Кроме того, организуется дренажная система и централизованный выброс воды.