искать
Рубрикатор материалов

Сейчас в информационной базе:
рубрик - 109 , авторов - 381 ,
всего информационных продуктов - 3755 , из них
статей журнала - 801 , статей базы знаний - 87 , новостей - 2638 , конференций - 4 ,
блогов - 9 , постов и видео - 169 , технических решений - 7

© 2016-2020 ГеоИнфо

Разработка и сопровождение: InfoDesigner.ru
Геотехника 

О поведении анкерной шпунтовой стенки. Анализ результатов мониторинга и моделирования в PLAXIS 2D

Аналитическая служба ГеоИнфо и др.
21 июля 2020 года

При проектировании котлованов в слабых грунтах необходимо выполнять оценку надежности системы крепления и давать прогноз деформаций с учетом всех влияющих на них факторов, в том числе глубины залегания прочных слоев. Такой оценке было посвящено исследование с использованием данных мониторинга и численного моделирования в программном комплексе PLAXIS, выполненное геотехниками из Китая и Швеции Ц. Ма, Б. Берггреном, П.-Э. Бенгтссоном, Х. Стилле и С. Хинце. Полученные ими результаты представлены в статье «Поведение анкерных подпорных стенок в дисперсных грунтах, перекрывающих скальные породы, в Стокгольме» [3], опубликованной в 2010 году в журнале International Journal of Geoengineering Case Histories («Международном журнале по случаям из инженерно-геологической практики»). Предлагаем вниманию читателей обзор материалов указанной работы.

Статья подготовлена при поддержке компании «НИП-Информатика» — партнера журнала «ГеоИнфо».

ООО «НИП-Информатика»Генеральный спонсор «ГеоИнфо»

Введение

Начиная с 1970-х годов во многих городах мира из-за нехватки места и экологических требований все шире и эффективнее используется подземное пространство. При этом приходится выкапывать глубокие котлованы в стесненных городских условиях, когда требуется с особой тщательностью учитывать при проектировании и контролировать при строительстве деформации систем их крепления, окружающих грунтов, зданий и сооружений. Но эти деформации напрямую трудно предсказать, поскольку они зависят от большого количества взаимосвязанных факторов. Поэтому для их оценки, как правило, приходится сочетать аналитические и эмпирические методы на основе высокой квалификации и большого опыта использующих эти методы специалистов.

Особенности деформаций систем крепления котлованов и прилегающих участков зависят не только от свойств удерживаемых грунтов, но и от свойств подстилающих их слоев. В том числе рядом специалистов было показано, что для котлованов, строящихся в слабых дисперсных грунтах, и горизонтальные, и вертикальные смещения меньше, если слабые отложения подстилаются скальными коренными породами или слоем дисперсных грунтов твердой консистенции, причем здесь важна глубина залегания кровли коренных пород под дном котлована. Однако, как показывают данные геотехников из разных стран, поведение таких систем, даже очень похожих друг на друга, имеет региональные различия.

 

 

Геотехники из Китая и Швеции Ц. Ма, Б. Берггрен, П.-Э. Бенгтссон, Х. Стилле и С. Хинце выполнили подробную оценку деформаций анкерной подпорной стенки из стальных шпунтовых свай и удерживаемого ею грунта при строительстве глубокого котлована в многослойных слабых грунтах c особым акцентом на полезном влиянии подстилающих коренных пород. Анализ выполнялся для одного из участков котлована при создании западной части системы тоннелей «Сёдра Лэнкен» в Стокгольме, столице Швеции. Результаты своего исследования указанные авторы представили в статье «Поведение анкерных подпорных стенок в дисперсных грунтах, перекрывающих скальные породы, в Стокгольме» [3], опубликованной в 2010 году в журнале International Journal of Geoengineering Case Histories («Международном журнале по случаям из инженерно-геологической практики»). Здесь мы представим обзор материалов этой работы.

 

Уникальная система тоннелей «Сёдра Лэнкен»

К концу XX века центральная часть Стокгольма начала особенно сильно страдать от транспортных пробок. Но поскольку в Швеции был принят закон о запрете строительства в городах автомагистралей вблизи жилых районов, то, чтобы уберечь жителей от шума и загрязнений, в 1997–2004 годах на юге Стокгольма была построена колоссальная система тоннелей «Сёдра Лэнкен» (Sodra Lanken, South Link, Southern Link – «Южная связка»), ставшая частью будущей кольцевой автодороги вокруг центра столицы (рис. 1, 2). На тот момент это была самая длинная система городских автодорожных тоннелей в Европе (теперь на первых местах – городские тоннели Мадрида и Праги). Соответствующая часть кольцевой автодороги имеет общую длину 6 км, из которых 4,5 км проходят под землей (хотя общая длина встречных, технических и пр. тоннелей в системе достигает 16,6 км) [1-6].

 

Рис. 1. Полузаконченная кольцевая автодорога вокруг центральной части Стокгольма на карте [5]
Рис. 1. Полузаконченная кольцевая автодорога вокруг центральной части Стокгольма на карте [5]

 

Рис. 2. Система тоннелей «Сёдра Лэнкен», являющаяся частью кольцевой автодороги, на карте южной части Стокгольма (выделена желтым цветом) [5]
Рис. 2. Система тоннелей «Сёдра Лэнкен», являющаяся частью кольцевой автодороги, на карте южной части Стокгольма (выделена желтым цветом) [5]

 

Строительство «Сёдра Лэнкен» велось в очень сложных стесненных городских условиях (рис. 3), обошлось примерно в 900 млн долларов США по курсу 2004 года и было оплачено государством и городским муниципалитетом. Тоннели этой системы разъединяются, сливаются и пересекаются между собой. В самых широких местах они имеют по 4 полосы для движения в каждую сторону (то есть всего до 8 полос). Они имеют красивые порталы, оригинальный дизайн освещения (рис. 4), надежные системы вентиляции, противопожарной безопасности, эвакуации, контроля безопасности и пр. Максимально допустимая скорость движения в этих тоннелях – 70 км/ч, а максимальная разрешенная высота транспортного средства составляет 4,5 м. Проезд по ним является бесплатным. В свое время система «Сёдра Лэнкен» значительно разгрузила автомобильное движение в Стокгольме, пропуская через себя более 60 тыс. транспортных средств в сутки, но на сегодняшний день, к сожалению, и она стала перегруженной, поэтому в часы пик некоторые въезды в тоннели иногда приходится временно закрывать [1, 3–6].

 

Рис. 3. Система тоннелей «Сёдра Лэнкен» строилась в стесненных городских условиях [4]
Рис. 3. Система тоннелей «Сёдра Лэнкен» строилась в стесненных городских условиях [4]

 

Рис. 4. В системе тоннелей «Сёдра Лэнкен» [5]
Рис. 4. В системе тоннелей «Сёдра Лэнкен» [5]

 

Западная часть указанной системы тоннелей под названием «Сёдра Лэнкен 10» (SL10) (рис. 5), о которой идет речь в статье [3], имеет длину 460 м и включает 40 м тоннеля в скальных породах, бетонные тоннели, построенные методом открытой проходки в слабых дисперсных грунтах, и наклонные въезды в тоннель, также построенные в слабых грунтах. Для одного из участков SL10 авторы работы [3] и выполнили анализ поведения анкерных подпорных стенок из шпунтовых свай и удерживаемых ими бортов котлованов, сложенных слабыми грунтами, глубже которых залегают скальные коренные породы.

 

Рис. 5. Расположение рассматриваемого участка SL10 в западной части тоннельной системы «Сёдра Лэнкен» в Стокгольме (по [3])
Рис. 5. Расположение рассматриваемого участка SL10 в западной части тоннельной системы «Сёдра Лэнкен» в Стокгольме (по [3])

 

Инженерно-геологические условия в пределах SL10

Рассматриваемый в статье [3] участок строительства SL10 сложен многослойными слабыми дисперсными грунтами, под которыми залегают скальные коренные породы. Его схематичный продольный разрез показан на рисунке 6. Слабые грунты состоят из (сверху вниз) насыпных отложений, богатой органическими веществами сухой «корки» толщиной около 1 м и многослойных ледниковых отложений (в основном текучепластичной глины, в которой присутствуют тонкие слои ила и песка). Глина непосредственно под сухой коркой имеет содержание органики около 5%, но ниже оно уменьшается и составляет менее 2% начиная с глубины около 6 м от поверхности. Естественная влажность глины примерно равна границе текучести и уменьшается сверху вниз примерно от 130 до 70%, а ее удельный вес, наоборот, увеличивается от 1,3 до 18 кН/м3 (нормально уплотненного состояния. – Ред.). Нижняя часть слабой толщи сложена крупнозернистым грунтом (в некоторых местах он отсутствует) или плотными моренными отложениями мощностью около 1 м. Подстилающая их коренная порода представляет собой гнейс с поверхностным слоем, по большей части невыветрелым.

 

Рис. 6. Схематичный продольный разрез SL10 (по [3])
Рис. 6. Схематичный продольный разрез SL10 (по [3])

 

В центральной части места строительства SL10 максимальная глубина подошвы слабых грунтов от дневной поверхности почти достигает 25 м. Грунтовые воды находятся на глубине от 1 до 2 м. Поровое давление воды в слабом грунте – гидростатическое.

Сопротивления сдвигу природных слабых грунтов определялись в основном при полевых испытаниях. Недренированная прочность глины составляет около 16 кН/м2, причем она увеличивается на 2 кН/м2 на каждый метр глубже отметки плюс 10 м в местной системе высот (это характерное для нормально уплотненных грунтов поведение. Ред.).

Относительные высотные отметки дна глубоких котлованов, создаваемых при строительстве въезда в тоннель на рассматриваемом участке, составляют примерно плюс 15 м (см. рис. 6).

Грунт в верхних двух метрах глины слегка переуплотнен из-за влияния сухой корки. Коэффициент переуплотнения (OCR) глины уменьшается примерно с 1,38 в кровле ее толщи до 1,0 начиная с уровня плюс 6 м.

Обобщенные инженерно-геологические условия рассматриваемого в статье [3] участка, определенные при инженерных изысканиях и уточненные при строительстве котлована, представлены на рисунке 7.

 

Рис. 7. Обобщенные инженерно-геологические условия рассматриваемого участка (по [3]) (это типичная картина распределения свойств в массиве: естественная консолидация и влияние пригруза от техногенного грунта привели к легкому переуплотнению верхней части, связанному с отжатием воды вверх; значение OCR=1,4 относится к категории легко уплотненных грунтов; ниже отметки 6 м OCR близок к единице – такое распределение OCR по глубине характерно для случаев пригруза и может быть задано в PLAXIS через величину POP. – Ред.).
Рис. 7. Обобщенные инженерно-геологические условия рассматриваемого участка (по [3]) (это типичная картина распределения свойств в массиве: естественная консолидация и влияние пригруза от техногенного грунта привели к легкому переуплотнению верхней части, связанному с отжатием воды вверх; значение OCR=1,4 относится к категории легко уплотненных грунтов; ниже отметки 6 м OCR близок к единице – такое распределение OCR по глубине характерно для случаев пригруза и может быть задано в PLAXIS через величину POP. – Ред.).

 

Котлованы и системы их крепления при строительстве SL10

Глубокие котлованы (части котлована), последовательно строившиеся открытым способом при создании участков SL10, имели от 3 до 16 м в глубину и от 40 до 50 м в ширину. Для удовлетворения требований к строительным работам вблизи зданий и интенсивного транспортного движения борта этих котлованов поддерживались стенками из стальных шпунтовых свай типа LX32 с изгибной жесткостью 151 МН*м2/м, укрепленных с тыльной стороны грунтовыми анкерами типа Dyform 7ø15,2 мм или 9ø15,2 мм.

Последовательность строительных работ на каждом участке состояла из создания подпорной стенки, выемки грунта и установки других элементов крепления бортов котлована.

При строительстве подпорных стенок шпунтовые сваи забивались в грунт с некоторым заглублением их нижних частей в коренную породу. Контакты между ними и скальной породой укреплялись путем цементации, чтобы предотвратить протекание грунтовых вод и уменьшить вертикальные смещения (осадки).

Выемка грунта после создания подпорных стенок происходила поэтапно, чередуясь с установкой и предварительным нагружением анкеров. Анкеры с углами наклона 30 или 45 град. закреплялись в коренной породе.

Высота подпорных стенок и количество уровней их анкерных креплений в пределах SL10 различались, поскольку глубина котлованов и мощность слабых грунтов в разных местах были неодинаковыми. Число уровней анкерных креплений составляло от 1 до 8, вертикальные и горизонтальные интервалы между анкерами варьировали примерно от 1,5 до 3,0 м и от 1,0 до 3,0 м соответственно.

На рисунке 8 показана выемка грунта внутри подпорных стен (шесть этапов сверху вниз с I по VI) в сечении 1/840N. Этапы I–V сопровождались установкой и предварительным натяжением  анкеров (01–05 на рис. 8).

 

Рис. 8. Этапы выемки грунта и установки анкерных креплений подпорной стенки в сечении котлована 1/840N (по [3])
Рис. 8. Этапы выемки грунта и установки анкерных креплений подпорной стенки в сечении котлована 1/840N (по [3])

 

Максимальные деформации подпорных стенок в пределах SL10 по результатам мониторинга

На участках SL10, строившихся открытым способом, был установлен ряд контрольно-измерительных приборов (инклинометры, осадочные реперы, датчики нагрузки на анкеры) для мониторинга деформаций подпорных стен котлованов и удерживаемых ими грунтов (рис. 9). Также были пробурены скважины для определения уровня грунтовых вод. Результаты мониторинга были проанализированы авторами работы [3]. Некоторые из полученных данных приведены в таблице 1 и на рисунках 10, 11.

 

Рис. 9. План участков SL10, строившихся открытым способом, с указанием мест расположения контрольно-измерительных приборов (по [3])
Рис. 9. План участков SL10, строившихся открытым способом, с указанием мест расположения контрольно-измерительных приборов (по [3])

 

Таблица 1. Данные по глубоким котлованам при строительстве SL10 (по [3])

 

 

Рис. 10. Горизонтальные смещения подпорной стенки по глубине для разных сечений котлована (по [3])
Рис. 10. Горизонтальные смещения подпорной стенки по глубине для разных сечений котлована (по [3])

 

Рис. 11. Максимальные горизонтальные (а) и вертикальные (б) смещения подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (по [3])
Рис. 11. Максимальные горизонтальные (а) и вертикальные (б) смещения подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (по [3])

 

Максимальные горизонтальные смещения подпорных стенок составляли от 0,4 до 1,7% (в среднем 1%) от глубины котлована H, а максимальные осадки – от 0,6 до 2,7% (в среднем 1,5%) от H, при этом горизонтальные и вертикальные деформации коррелировали между собой (рис. 12).

 

Рис. 12. Связь максимальных горизонтальных и вертикальных смещений (данные из таблицы 1 в виде диаграммы) (по [3])
Рис. 12. Связь максимальных горизонтальных и вертикальных смещений (данные из таблицы 1 в виде диаграммы) (по [3])

 

Вертикальные смещения в пределах SL10 были несколько больше горизонтальных, что явилось отличием от обычной картины, наблюдаемой в других странах некоторыми исследователями, на которых ссылаются авторы работы [1], на строительных площадках с похожими условиями, где горизонтальные и вертикальные деформации были примерно одинаковыми и при этом те и другие чаще всего были меньше, чем для SL10.

 

Горизонтальные деформации в сечении 1/840N по результатам мониторинга

В сечении 1/840N (см. рис. 9) приборы для мониторинга начали измерения после предварительного нагружения анкера 01 (см. рис. 8). Анализ результатов мониторинга, выполненный авторами статьи [3] для этого сечения, показал, что горизонтальные смещения подпорной стенки были связаны в основном с процессом выемки грунта. Рисунок 13 показывает, что самые большие приращения горизонтальных деформаций наблюдались на этапах II и III, причем в средней части стенки. На этапе IV приращения происходили в основном в нижней части. А на этапах V и VI они были очень небольшими или отрицательными. Изменение схемы приращения от уровня III к уровню IV хорошо отражает общую тенденцию к уменьшению (хотя и неравномерному) высотных отметок точек максимальных горизонтальных смещений при увеличении глубины выемки грунта (от этапа II до этапа VI – рис. 14, 15). Точка максимального приращения в среднем находится примерно на 3 м ниже дна выемки грунта на том или ином этапе.

 

Рис. 13. Приращения горизонтальных смещений для разных этапов (уровней) выемки грунта (см. рис. 8) (по [3])
Рис. 13. Приращения горизонтальных смещений для разных этапов (уровней) выемки грунта (см. рис. 8) (по [3])

 

Рис. 14. Высотные отметки точек максимальных приращений горизонтальных деформаций на разных этапах выемки грунта (по [3])
Рис. 14. Высотные отметки точек максимальных приращений горизонтальных деформаций на разных этапах выемки грунта (по [3])

 

Рис. 15. Корреляция между глубиной точки максимального приращения горизонтальной деформации и глубиной выработки грунта. Этапы (уровни) выемки грунта обозначены римскими цифрами (по [3])
Рис. 15. Корреляция между глубиной точки максимального приращения горизонтальной деформации и глубиной выработки грунта. Этапы (уровни) выемки грунта обозначены римскими цифрами (по [3])

 

Напомним, что во время строительства котлована выемка грунта происходила поэтапно, чередуясь с установкой и предварительным натяжением анкеров. На практике величины предварительного натяжения анкеров 01 и 02 (см. рис. 8) уменьшались в процессе выемки грунта. После этапа III анкеры 01 и 02 были повторно предварительно напряжены до проектных величин. В результате деформации верхней части подпорной стенки сильно зависели от предварительного натяжения анкеров. Например, то, что приращения горизонтальных смещений в верхней части стенки были сильно отрицательными на этапах IV и V (см. рис. 13), как раз и связано с повторным предварительным натяжением анкеров 01 и 02 (см. рис. 8), которое затем хорошо поддерживалось.

 

Анализ горизонтальных деформаций в сечении 1/840N с помощью программного комплекса PLAXIS

Для сечения 1/840N авторами работы [3] был выполнен двумерный анализ горизонтальных деформаций методом конечных элементов в программном комплексе PLAXIS, чтобы получить представление о влиянии коренной породы, залегающей ниже проектируемого дна котлована, а также других параметров на эффективность работы анкерной шпунтовой подпорной стенки.

Для анализа была использована модель Мора – Кулона. При этом процесс строительства котлована был упрощен и представлен в виде симметричной задачи. Численная модель шириной 101,5 м и высотой 25 м включала в себя пять инженерно-геологических элементов (ИГЭ), шпунтовую подпорную стенку, укрепленную системой анкеров, этапы строительства и нагрузки на поверхность. Все пять ИГЭ были упрощены как горизонтальные по залеганию. Для точных расчетов использовали 15-узловые треугольные конечные элементы и неподвижные границы модели.

Шпунтовая подпорная стенка принималась готовой. При этом считалось, что прочность на сдвиг удерживаемого ею грунта на границе раздела «грунт – стенка» может быть мобилизована только на 67% (коэффициент Rinter=0,67. – Ред.). В модели были представлены 6 этапов выемки грунта, 5 этапов предварительного натяжения анкеров и 7 этапов анализа консолидации. Установка анкера включалась в предшествующий этап выемки грунта, в то время как его предварительное натяжение моделировалось как отдельная стадия.

Общая информация о численной модели показана на рисунках 16, 17. Между высотными отметками плюс 15 и плюс 14 м – насыпной грунт, представленный рыхлыми отложениями, которые подстилаются коркой толщиной 1,0 м. Слабая глина имеет общую мощность 13,8 м. Поверхность коренной породы залегает на высотной отметке минус 2,8 м. Уровень грунтовых вод находится на 2,0 м ниже дневной поверхности (следует отметить, что данные по уровню воды обновлялись в соответствии с результатами мониторинга в точках SKANT 10, 11 и 15, показанных на рисунке 9, в процессе выемки грунта). Заданные значения коэффициента переуплотнения OCR составляют от 1,38 в кровле толщи глины до 1,0 начиная с высотной отметки плюс 6 м (см. коэффициенты переуплотнения OCR, полученные при оценке горизонтального давления грунтов, на рис. 7). Стенка из шпунтовых свай имеет длину 17,5 м, а ее низ полностью закреплен в скальной породе. Анкеры наклонены под углом 45 град.

 

Рис.&nbsp;16. Общее описание численной модели и нагрузки на поверхность для сечения котлована 1/840N. Нагрузка на поверхность задана как изменяющаяся от 30 до 10&nbsp;кН/м<sup>2</sup> с левой стороны в соответствии с особенностями рельефа на участке (см. рис.&nbsp;8). Вес геотехнических материалов выше высотной отметки плюс 15&nbsp;м принимается как нагрузка на поверхность. Нагрузка на поверхность величиной 10&nbsp;кН/м<sup>2</sup> представлена как временная нагрузка от движения транспорта во время строительства (по [3])
Рис. 16. Общее описание численной модели и нагрузки на поверхность для сечения котлована 1/840N. Нагрузка на поверхность задана как изменяющаяся от 30 до 10 кН/м2 с левой стороны в соответствии с особенностями рельефа на участке (см. рис. 8). Вес геотехнических материалов выше высотной отметки плюс 15 м принимается как нагрузка на поверхность. Нагрузка на поверхность величиной 10 кН/м2 представлена как временная нагрузка от движения транспорта во время строительства (по [3])

 

Рис.&nbsp;17. Сетка конечных элементов и расположение анкеров в численной модели для сечения котлована 1/840N (по [3])
Рис. 17. Сетка конечных элементов и расположение анкеров в численной модели для сечения котлована 1/840N (по [3])

 

Значения модуля Юнга, удельного сцепления, угла внутреннего трения и коэффициента фильтрации (водопроницаемости) грунтов для численной модели показаны в таблице 2. Геотехнические параметры грунтов при численном анализе аппроксимировались в основном в соответствии с прочностью на сдвиг, полученной на практике. Учитывая коэффициент запаса для проекта, недренированный модуль Юнга (Eu) грунтов был определен по известной зависимости Еu=250Сu (где Сu – недренированная прочность). Приращение недренированной прочности для текучепластичной глины приняли равным 2 кН/м2 на 1 м, а приращение недренированного модуля Юнга – 1600 кН/м2 на 1 м при контрольной высотной отметке в численной модели плюс 10 м (эти параметры задаются при использовании типа поведения модели Undrained C, позволяющего моделировать стационарное нестабилизированное состояние по прочности и жесткости. – Ред.). Коренную породу рассматривали как упругий материал (Linear Elastic. – Ред.), залегающий до большой глубины.

 

Таблица 2. Геотехнические параметры численной модели для сечения 1/840N (по [3])

 

 

Нормальная жесткость и жесткость при изгибе стенки из шпунтовых свай составляют 5х106 кН/м и 151 259 кН*м2/м, соответственно.

Максимальное значение усилия в стержне анкера равно 1,0х1015 кН, а нормальная жесткость георешетки равна 1,0х108 кН/м (в соответствии с проектными параметрами).

Предварительные нагрузки на анкеры при моделировании были взяты по результатам мониторинга.

 

Сравнение результатов численного анализа и мониторинга

Мониторинг и выполненный авторами работы [3] численный анализ показали, что горизонтальные смещения на рассматриваемом участке были в основном связаны с выемкой грунта. Их результаты сопоставлены на рисунках 18–20.

 

Рис. 18. Сравнение горизонтальных смещений, полученных при численном анализе и измеренных при мониторинге в конце этапа&nbsp;I для сечения котлована 1/840N (по [3])
Рис. 18. Сравнение горизонтальных смещений, полученных при численном анализе и измеренных при мониторинге в конце этапа I для сечения котлована 1/840N (по [3])

 

Рис. 19. Горизонтальные смещения на разных стадиях строительства котлована по результатам численного анализа и мониторинга для сечения 1/840N (по [3])
Рис. 19. Горизонтальные смещения на разных стадиях строительства котлована по результатам численного анализа и мониторинга для сечения 1/840N (по [3])

 

Рис. 20. Высотные отметки точек максимальных горизонтальных смещений на разных стадиях строительства котлована по результатам численного анализа и мониторинга для сечения 1/840N (по [3])
Рис. 20. Высотные отметки точек максимальных горизонтальных смещений на разных стадиях строительства котлована по результатам численного анализа и мониторинга для сечения 1/840N (по [3])

 

Рисунки 18–20 показывают, что результаты мониторинга и численного моделирования в целом похожи. Разница между ними незначительна, при этом в нижней части она меньше, чем в средней и особенно в верхней частях. Для верхней части на практике больше сказалось влияние, например, таких факторов, как нагрузка на поверхность и предварительное нагружение анкеров. Меньшая разница для нижней части наводит на мысль о влиянии коренной породы на горизонтальные смещения.

 

Влияние глубины залегания коренной породы под дном котлована

Некоторые исследования глубоких котлованов в слабой глине, на которые ссылаются авторы статьи [3], показали, что скальная коренная порода (или очень твердый слой дисперсного грунта), залегающая под глиной глубже дна котлована, может иметь доминирующее влияние на поведение системы подпорных стенок, например по данным Ю (Yoo), представленным авторами статьи [3] на рисунке 21. Но это наблюдается не всегда. В частности, для SL10 [3] и по данным Лонга (Long), также показанным на рисунке 21, такое влияние не было доминирующим. Это навело авторов работы [3] на мысль о том, что деформации системы подпорных стенок могут зависеть от соотношения глубины котлована (H) и мощности слоя слабого грунта между дном котлована и кровлей коренной породы (h). И действительно, как показывает рисунок 22, при увеличении значений H/h нормированные максимальные горизонтальные смещения имеют тенденцию к уменьшению, то есть в целом чем меньше мощность слабого грунта над коренной породой, тем меньше горизонтальные смещения подпорной стенки, а значит тем больше положительное влияние на систему крепления котлована со стороны скальной породы или прочного слоя.

 

Рис. 21. Изменения нормированных максимальных горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (&delta;<sub>h,m</sub>&nbsp;– максимальное горизонтальное смещение подпорной стенки; <i>H</i>&nbsp;– глубина котлована) (по [3])
Рис. 21. Изменения нормированных максимальных горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (δh,m – максимальное горизонтальное смещение подпорной стенки; H – глубина котлована) (по [3])

 

Рис.&nbsp;22. Связь между относительной глубиной залегания кровли коренной породы или твердого слоя и нормированными горизонтальными смещениями подпорной стенки (по [3])
Рис. 22. Связь между относительной глубиной залегания кровли коренной породы или твердого слоя и нормированными горизонтальными смещениями подпорной стенки (по [3])

 

Это подтверждает и рисунок 23, на котором показана связь значений H/h и нормированных горизонтальных деформаций, развивающихся в процессе выемки грунта в сечении 1/840N при строительстве котлована на участке SL10, но только для этапов от III до V, когда смещения действительно увеличиваются с ростом глубины котлована. А между этапами II и III все происходит наоборот, поскольку, как считают авторы работы [3], глубина залегания скальных грунтов под дном котлована еще слишком велика по сравнению с глубиной выемки и другие факторы перекрывают влияние коренной породы. Похожие результаты показали и максимальные приращения горизонтальных смещений в процессе выемки грунта, но их мы здесь приводить не будем. Таким образом, влияние скальной породы на горизонтальные смещения увеличивается по мере приближения к ней дна выемки. Авторы статьи [3] вычислили, что это благотворное влияние может стать доминирующим и действительно существенно уменьшит горизонтальные смещения, лишь если H/h больше 1,0, то есть если глубина котлована (H) больше мощности слоя слабого грунта между дном котлована и поверхностью скальной породы или твердого слоя (h).

 

Рис. 23. Связь между относительной глубиной залегания кровли коренной породы и нормированными горизонтальными смещениями подпорной стенки в сечении 1/840N для разных этапов выемки грунта при строительстве котлована на участке SL10 (по&nbsp;[3])
Рис. 23. Связь между относительной глубиной залегания кровли коренной породы и нормированными горизонтальными смещениями подпорной стенки в сечении 1/840N для разных этапов выемки грунта при строительстве котлована на участке SL10 (по [3])

 

Влияние жесткости системы крепления котлована

Влияние жесткости систем крепления глубоких котлованов в слабых грунтах на максимальные горизонтальные деформации подпорных стенок всегда было одним из основных вопросов при разработке их проектов и соответствующих исследований, на которые ссылаются авторы работы [3].

Связь жесткости подпорной стенки с другими параметрами можно выразить следующей формулой, предложенной Ю и Ли (Yoo, Lee) в 2008 году:

 

где Es – жесткость грунта; L – высота от последнего уровня крепления подпорной стенки анкерами до дна выемки грунта; EI – жесткость стенки на изгиб.

 

Из формулы (1) видно, что величина L и чрезмерная выемка грунта без установки анкерных креплений оказывают более существенное влияние на деформации подпорной стенки, чем EI.

На участке SL10 жесткость подпорной стенки на изгиб EI не менялась с глубиной для того или иного сечения. Жесткость грунта Es мало менялась с глубиной, но все же увеличивалась на 10% на 1 м. Вертикальные интервалы между уровнями анкерных креплений варьировали от 1,5 до 3,0 м, причем там, где выемка грунта происходила в текучепластичной глине, вертикальные шаги между анкерами составляли от 2,0 до 2,5 м в средней и нижней частях разреза. Значения L в этих частях строго контролировались (см. рис. 8), поэтому конкретно на площадке SL10 влияние величины L на горизонтальные деформации подпорной стенки должно было быть незначительным.

Авторы статьи [3] также приводят общепринятое определение жесткости для анкерной шпунтовой подпорной стенки:

 

где γw – удельный вес воды; havg – средний вертикальный интервал между анкерами; E – Модуль Юнга подпорной стенки; I – момент внутренних сил инерции стенки на единицу ее высоты.

 

При этом зависимости нормированных максимальных горизонтальных смещений от ks различны на разных площадках, даже если их условия на первый взгляд похожи. По данным Ю (Yoo), на которые ссылаются авторы работы [3], для строительства глубокого котлована в слабых грунтах, перекрывающих коренную породу, на одной из корейских площадок, нормированные горизонтальные деформации анкерных подпорных стенок экспоненциально уменьшались с ростом их жесткости. А данные для SL10 [3] имели больший разброс и не показали такой четкой связи с ks (рис. 24), хотя при этом наблюдалась некоторая тенденция к уменьшению горизонтальных смещений с увеличением глубины выработки (см. рис. 21). Видимо, для SL10 горизонтальные смещения больше зависели от грунтовых и гидрогеологических условий площадки, а также от качества выполнения работ. То есть в этом случае жесткость анкерной шпунтовой стенки не была ключевым фактором, влиявшим на ее горизонтальные деформации (конечно, при ее обусловленной определенной жесткости).

 

Рис. 21. Изменения нормированных максимальных горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (&delta;<sub>h,m</sub>&nbsp;– максимальное горизонтальное смещение подпорной стенки; <i>H</i>&nbsp;– глубина котлована) (по [3])
Рис. 21. Изменения нормированных максимальных горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от глубины котлована (δh,m – максимальное горизонтальное смещение подпорной стенки; H – глубина котлована) (по [3])

 

Для сечения 1/840N на площадке SL10 жесткость подпорной стенки главным образом увеличивается в процессе выемки грунта и установки анкерных креплений, что соответствует уменьшению максимальных приращений горизонтальных деформаций (рис. 25). На этапах II и III эти приращения являются самыми большими (особенно на этапе III). Отсюда авторы работы [3] делают вывод, что уменьшение вертикальных интервалов между первыми тремя уровнями анкеров могло бы оказаться эффективным способом снижения горизонтальных деформаций благодаря уменьшению максимального изгибающего момента подпорной стенки. Другие исследователи, на которых ссылаются авторы статьи [3], также указывали, что горизонтальные деформации более гибких стенок можно уменьшить с помощью дополнительных уровней анкерных креплений, а также уменьшения горизонтальных расстояний между анкерами. Такие решения могут быть экономичными и эффективными в работе.

 

Рис. 25. Максимальные приращения горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от ее жесткости на разных этапах выемки грунта (по [3])
Рис. 25. Максимальные приращения горизонтальных смещений подпорной стенки в зависимости от ее жесткости на разных этапах выемки грунта (по [3])

 

Влияние прочности грунта

То, что деформации систем крепления котлованов сильно зависят от грунтовых и гидрогеологических условий, является общепризнанным. Максимальные горизонтальные и вертикальные смещения подпорных стенок глубоких котлованов в слабых или очень слабых связных грунтах с прочностью на недренированный сдвиг Сu менее 75 кН/м2 могут превышать 1% от глубины котлована, а отношение максимальной осадки к максимальному горизонтальному смещению может достигать 2,0.

Поэтому необходимо очень тщательно учитывать конкретные условия при проектировании и строительстве котлованов, особенно глубоких.

Например, из рисунка 26 видно, что только данные Ю (Yoo), да и то не все, соответствуют общему выводу о том, что горизонтальные смещения подпорной стенки уменьшаются с повышением коэффициента запаса устойчивости основания котлована и с повышением жесткости системы. Однако данные Лонга (Long) и результаты мониторинга SL10 не соответствуют. Это указывает на то, что коэффициент запаса, несмотря на его необходимость, не должен быть ключевым фактором при проектировании глубоких котлованов в слабых грунтах, перекрывающих скальную коренную породу или прочный  слой. Однако там, где мощность слоя слабого грунта от дна котлована до коренной породы (h) достаточно велика по сравнению с глубиной выемки от дневной поверхности (H), разумный коэффициент запаса стабильности основания все еще необходим, поскольку вертикальные смещения могут привести к горизонтальным и дополнительно увеличить латеральные смещения подпорной стенки. Но по мере приближения уровня выемки к коренной породе «потоки» слабого грунта ниже дна котлована будут уменьшаться, что положительно скажется на работе подпорной стенки, снизив ее смещения.

 

Рис. 26. Максимальные горизонтальные смещения в зависимости от жесткости системы и коэффициента запаса стабильности основания (по [3])
Рис. 26. Максимальные горизонтальные смещения в зависимости от жесткости системы и коэффициента запаса стабильности основания (по [3])

 

Выводы

Авторы статьи [3] делают следующие выводы по поведению анкерных шпунтовых подпорных стенок глубоких котлованов в слабых грунтах, перекрывающих коренные породы (с закреплением низа стенок в скальных породах, но расположением проектной отметки дна котлованов выше них) на участке SL10 системы автомобильных тоннелей «Сёдра Лэнкен» в Стокгольме.

1. Главным образом из-за низкой прочности слабого грунта, в котором строились котлованы, горизонтальные деформации подпорных стенок по данным мониторинга SL10 оказались больше, чем в похожих случаях на других строительных площадках за пределами Швеции.

2. Величины горизонтальных смещений по данным мониторинга SL10 варьировали от 0,4 до 1,7% от глубины котлована на том или ином этапе выемки грунта. При этом они составляли от 40 до 125% от максимальной осадки поверхности.

3. Анализ результатов мониторинга и численного моделирования поведения сечения 1/840N участка SL10 в программном комплексе PLAXIS 2D показал, что смещения подпорной стенки происходили в основном на первых трех этапах строительства котлована из шести, то есть во время выемки грунта в верхней части (см. рис. 8).

4. Наиболее значимыми факторами, влияющими на горизонтальные деформации подпорной стенки и определяющими адекватность ее удерживающей способности, в случае сечения 1/840N участка SL10 являются свойства удерживаемого грунта и соотношение между глубиной котлована (H) и мощностью слабого грунта между дном котлована и коренной породой (h) на том или ином этапе строительства. Влияние скальной породы, уменьшающее горизонтальные смещения, хорошо заметно, когда H больше h. Если же H меньше h, то полезное влияние коренной породы не заметно, поскольку оно перевешивается воздействием низкой прочности слабых грунтов, которые имеют слишком большую мощность под дном котлована. При этом авторы статьи [3] подчеркивают, что воздействие коренной породы на горизонтальные смещения должно быть в будущем тщательно рассмотрено для разных площадок с похожими условиями.

5. Нет четких доказательств того, что горизонтальные деформации можно эффективно уменьшить, просто увеличив жесткость системы подпорных стенок ks в случае SL10. Но по крайней мере для сечения 1/840N результаты мониторинга показали, что уменьшение вертикальных интервалов между уровнями анкерных креплений в верхней части котлована может быть эффективным способом снижения латеральных смещений. 

Статья подготовлена при поддержке компании «НИП-Информатика»  партнера журнала «ГеоИнфо».


Источники

  1. Ладугина М. Подземные дороги Стокгольма: как они обустроены и чем освещаются // Rukivboki.ru. 11.04.2019. URL: http://rukivboki.ru/countries/10-sweden/774-podzemnye-dorogi-stokgolma.html.
  2. Проектирование ограждения котлована // GeoSet. Дата последнего обращения: 09.07.2020. URL: https://www.geoset.pro/design/walls.
  3. Ma J., Berggren B., Bengtsson P.-E., Stille H., Hintze S. Behavior of anchored walls in soils overlying rock in Stockholm // International Journal of Geoengineering Case Histories. 2010. Vol. 2. № 1. P. 1–23. URL: https://studylib.net/doc/7765899/2_1_1---international-journal-of-geoengineering-case-hist...
  4. Southern Link Stockholm // Osterman Consult.The last access date: 09.07.2020. URL: https://www.ostermanconsult.com/projects/southern-link-stockholm/.
  5. Sodra lanken // Sv.Wikipedia.org. The last access date: 09.07.2020. URL:  https://sv.wikipedia.org/wiki/S%C3%B6dra_l%C3%A4nken#/media/Fil:Stockholmsringen_2000a.
  6. Sodra lanken // Ru.Qwe.wiki. The last access date: 09.07.2020. URL: https://ru.qwe.wiki/wiki/S%C3%B6dra_l%C3%A4nken.

 

Список литературы, использованной авторами статьи [3]

Bergdahl, U., Larsson, R. and Viberg, L. (2003). "Ground investigations and parameter assessment for different geological deposits in Sweden". In-Situ Characterization of Soils. K.R. Saxena and V.M. Sharma, ed., A.A. Balkema Publishers, India, 119–170.

Bjerrum, L., Clausen,C.J., and Duncan, J.M. (1972). "Earth pressures on flexible structures (a state-of-the-art report)". Proc.5th European Conf. on Soil Mech. and Found. Engrg., Madrid, Spain, Vol. 2, 169–196.

Brinkgreve, R.B.J. (Ed) (2002). "PLAXIS - Finite Element Code for Soil and Rock Analyses: Users Manual -Version 8". A.A. Balkema, Rotterdam, Netherlands.

Clough, G.W. and O'Rourke, T.D. (1990). "Construction induced movements of in situ walls". Proc. on Conf. on Design and Performance of Earth Retaining Structures, ASCE, Geotechnical Special Publication № 25, 439–470.

Clough, G.W., Smith, E.M., and Sweeney, B.P. (1989). "Movement control of excavation support system by iterative design". Foundation Engineering, Current Practices and Principles, Geotechnical Special Publication 22, F.H. Kulhawy, ed., ASCE, Vol. 2, 869–884.

Finno, R.J. and Calvello, M. (2005). "Supported Excavations: the Observational Method and Inverse Modeling". J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., Vol. 131 (7), 826–836.

Goldberg, D. T., Jaworski, W. E., and Gordon, M. D. (1976). "Lateral support systems and underpinning, construction methods". Rep. FHWA-RD-75-128, 129 and 130, Federal Highway Administration, Washington, D.C.

Hashash, Y. M. A., and Whittle, A. J.(1996). "Ground movement prediction for deep excavations in soft clay". J. Geotech. Engrg., Vol. 122 (6), 474–486.

Hashash, Y.M.A. and Whittle, A.J. (2002). "Mechanisms of load transfer and arching for braced excavations in clay". J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., Vol. 128 (3), 187–197.

Hintze, S., Ekenberg, M. and Holmberg, G. (2000). "Southern Link Road Construction: Foundation and Temporary Constructions". Proc. 16th IABSE Congress, CD-ROM, Luceme, Switzerland.

Hsieh, P.G. and Ou, C.Y. (1998). "Shape of ground surface settlement profiles caused by excavation. Can. Geotech. J., Vol. 35 (6), 1004–1017.

Larsson, R. (1977). "Basic Behaviour of Scandinavian Soft Clays". Swedish Geotechnical Institute, Report № 4, Linkoping.

Larsson, R., Bergdahl, U., and Eriksson, L. (1984). "Evaluation of shear strength in cohesive soils with special reference to Swedish practice and experience". Swedish Geotechnical Institute (SGI), Information № 3E, Linkoping.

Larsson, R. (1986). "Consolidation of soft soils". Swedish Geotechnical Institute, Report № 29, Linkoping.

Larsson, R. and Mulabdiж, M. (1991). "Shear Moduli in Scandinavian Clays. Measurement of initial shear modulus with seismic cones.Empirical correlations for the initial shear modulus in clay". Swedish Geotechnical Institute, Report № 40, Linkoping.

Long, M. (2001). "Database for Retaining Wall and Ground Movements due to Deep Excavations". J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., Vol. 127 (2), 203–224.

Ma, J.Q., Berggren, B.S., Bengtsson, P.E., Stille, H. and Hintze, S. (2006). "Back analysis on a deep excavation in Stockholm with finite element method". Proc. 6th European Conference on Numerical Methods in Geotechnical Engineering, Graz, Austria, 423–429.

Mana, A.I. and Clough, G.W. (1981). "Prediction of movements for braced cuts in clay". J. Geotech. Engrg., Vol. 107 (6), 759–777.

Mayne, P.W. and Kulhawy, F.H. (1982). "K0-OCR Relationships in Soil". J. Geotech Engrg., Vol. 108 (6), 851–872.

Moormann, C.(2004). "Analysis of Wall and Ground Movements due to Deep Excavations in Soft Soil Based on a New Worldwide Database". Soils and Foundations, Vol. 44 (1), 87–98.

Ou, C.Y., Hsieh, P.O. and Chiou, D.C. (1993). "Characteristics of ground surface settlement during excavation". Can. Geotech. J., Vol. 30 (5), 758–767.

Peck, R. B. (1969). "Deep excavations and tunneling in soft ground". Proc., 7th Int. Conf. on Soil Mech. and Found. Engrg., State-of-the-Art Rep., 225–290.

Shao, Y. and Macari, E.J. (2008). "Information Feedback Analysis in Deep Excavations". International Journal of Geomechanics, Vol. 8 (1), 91–103.

Wong, I.H., Poh, T.Y.and Chuah, H.L. (1997). "Performance of Excavations for Depressed Expressway in Singapore". J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., Vol. 123 (7), 617–625.

Yoo, C.S. (2001). "Behavior of braced and anchored walls in soils overlying rock". J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., Vol. 127 (3), 225–233.

Yoo, C.S. and Lee, D.Y. (2008). "Deep excavation-induced ground surface movement characteristics. A numerical investigation". Computers and Geotechnics, Vol.35, 231–252.

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению