Моделирование в PLAXIS. Геориски при городских подземных земляных работах, связанные с подземными водами

1. Введение

Для расширения используемого пространства в современных городах часто ведутся подземные земляные работы. Для устройства городского подземного пространства создаются глубокие котлованы и тоннели. Однако такие большие объемы выемки грунта часто приводят к авариям и катастрофам с материальными потерями и человеческими жертвами. Риски их возникновения зачастую связаны с подземными водами. Но, несмотря на этот факт, исследования таких разрушений и рисков их возникновения в городских подземных выработках в основном сосредоточены на результатах наблюдений, мерах по устранению последствий аварий и катастроф и на установлении возможных причин на основе уже случившихся событий. В этой статье в отличие от предыдущих исследований предлагаются и обсуждаются моделирование и механизмы возникновения связанных с подземными водами опасностей в городских подземных выработках (в основном в глубоких котлованах и при проходке тоннелей в высокопроницаемых грунтах с высокими уровнями подземных вод). При моделировании рассматривались: роль воды в механизмах разрушений, распределение и изменение порового давления, направлений потоков подземных вод и их расходов при врезке проходческого щита (его запуске в работу из стартового котлована). Также исследовалось влияние водопроницаемости, прочности и жесткости усиленных грунтов на их несущую способность.

2. Геориски при городских подземных земляных работах, связанные с подземными водами

Вагнер и Найтс [1] рассмотрели геориски и управление ими при подземном строительстве и указали, что финансовые потери при авариях в 15 крупных тоннелях в течение 10 лет превысили 500 млн долларов США. Чтобы минимизировать такие риски, многие специалисты и организации, такие как Британское тоннельное общество [2], Эскерен с совторами [3], GEO [4] и Международная группа по страхованию тоннелестроения [5], предложили множество дополнительных руководств или норм и правил.

В то же время, используя систему метро в качестве примера, Мох и Хван [6] указали на 23 крупных аварии во время строительства городской подземной инфраструктуры с 2001 по 2006 год в Азиатско-Тихоокеанском регионе, десять из которых, по оценкам, были напрямую вызваны воздействием подземных вод. Это является очень важным утверждением, как видно из таблицы 1. В этой таблице показаны геориски для городских подземных выработок, связанные с подземными водами, в соответствии с классификацией Моха и Хвана [6]. Они включают такие случаи, как водоприток в стартовый участок при врезке проходческого щита, аварии во вспомогательных поперечных штольнях при строительстве тоннеля, разрушения подпорных стенок («стен в грунте»), вызванные фильтрацией подземных вод при создании глубоких котлованов или при строительстве тоннелей.

Таблица 1. Значительные аварии при строительстве метро, вызванные подземными водами, в Азиатско-Тихоокеанском регионе с 2001 по 2006 год

Работы, связанные с такими опасностями для городских подземных выработок, на основе ряда оценок были признаны деятельностью с высокой степенью риска, которая может привести к серьезным повреждениям. Однако ни в одном из литературных источников ранее не показывалось, как получить информацию и как количественно оценить влияние подземных вод на возникновение разрушений с использованием численных методов, особенно для грунтов с большой водопроницаемостью при высоких уровнях подземных вод.

На основе указанного выше в этой статье далее дополнительно анализируются и обсуждаются фатальные разрушения, вызванные подземными водами во время городских подземных земляных работ и врезки проходческого щита. Кроме того, изучается влияние на разрушения со стороны водопроницаемости, прочности и жесткости усиленных грунтов.

3. Условия строительства и аналитические подходы

При моделировании в настоящем исследовании сначала были введены условия строительства, связанные с врезкой проходческого щита.

Для создания тоннелей в системах городской подземной инфраструктуры вместо открытого метода очень часто используется щитовой способ, чтобы не нарушать движение транспорта и повседневную жизнь населения на поверхности.

Чтобы начать проходку тоннеля, на его концах должны быть устроены два котлована – стартовый и приемный (или входная и выходная шахты). Стартовый котлован нужен для того, чтобы можно было сначала собрать проходческий щит, а затем запустить его в работу с одного конца. После завершения проходки щит выходит в приемный котлован на другом конце тоннеля и затем демонтируется.

Начало проходки щитовым способом схематично представлено на рисунке 1. Чтобы предотвратить водоприток, ведущий к авариям во время врезки проходческого щита, должна быть выполнена цементация грунта с формированием зацементированной «пробки» за подпорной стенкой. При этом прочность и жесткость грунта увеличиваются, а его водопроницаемость снижается – и после такого устранения возможности разрушений, вызванных фильтрацией воды, можно запускать щит в работу.

Рис. 1. Запуск проходческого щита в работу для создания тоннеля: а – схематическое изображение сборки и врезки щита; б – щит в котловане; в – стартовый участок тоннеля; г – запуск щитов в двух параллельных тоннелях

В настоящей работе впервые проводилось моделирование разрушений, вызванных притоком воды при врезке щита. Сентилнат [7] разработал модель выхода проходческого щита в приемный котлован, включавшую механизм, аналогичный механизму его врезки при запуске в работу из стартового котлована. Однако цель этого исследователя состояла в том, чтобы смоделировать выход щита в котлован, построенный в низкопроницаемой скальной породе, без разрушений, что отличается от целей настоящей статьи.

В работе Сюна с соавторами 2016 года [8] такой же котлован используется при моделировании как стартовый – для запуска щита в работу. Этот котлован крепится железобетонной «стеной в грунте» толщиной 0,9 м и глубиной 32 м с дополнительными горизонтальными распорками на четырех уровнях. Максимальный уровень выемки достигает 16,8 м ниже дневной поверхности. На рисунке 2 представлено полусечение котлована и прилегающего к нему грунта. Была разработана полусимметричная модель котлована, размер которой был принят следующим: 80 м X 60 м X 60 м. В целом границы котлована были приняты в незастроенных местах в достаточно прочных грунтах. Полученная модель состояла из 93 847 десятиузловых тетраэдрических элементов с общим количеством узлов 132 018. Для зоны усиленного грунта использовалась очень мелкая сетка, а для остальных зон – сетка стандартной крупности. Эта трехмерная модель представлена на рисунке 3. Анализ выполнялся с помощью программного комплекса PLAXIS 3D версии 2016 года.

Рис. 2. Полусечение котлована и прилегающего к нему грунта (CL –низкопластичная глина; SM – пылеватый песок или пылеватый песок с гравием)

Рис. 3. Трехмерная модель условий врезки проходческого щита (размеры приведены в метрах)

Диаметр стартового участка тоннеля, который должен соответствовать внешнему диаметру проходческого щита и использоваться для начала проходки, был принят равным 6,1 м. Глубина центра этого участка была принята равной 12,95 м ниже поверхности земли. Как указывалось выше, грунты за подпорной стенкой котлована должны быть усилены так, чтобы снизилась их водопроницаемость и повысилась их прочность. Были приняты следующие размеры зоны усиленного грунта, прилегающей к котловану: длина 10 м, ширина 9 м и толщина 13,6 м. На рисунке 4 представлены детали по стартовому участку тоннеля и зоне усиленного грунта, принятые при моделировании.

Рис. 4. Детали по стартовому участку тоннеля и зоне усиленного грунта

Было принято, что подземные воды могут поступать в модель со всех сторон, за исключением уровня поверхности и внутренней части котлована. Граничные условия для воды показаны на рисунке 5. Поток воды закрыт в плоскостях Y_min и Z_max, но не в других плоскостях.

Рис. 5. Граничные условия по воде в модели (вид в горизонтальной плоскости): а – закрыта плоскость Y_min; б – открыта плоскость X_min; в – открыта плоскость X_max; г – открыта плоскость Y_max

Поскольку основное внимание в настоящем исследовании уделялось механизму разрушения, вызванному водопритоком из-за врезки проходческого щита, необходимо было вместо упругопластического анализа выполнить фильтрационный расчет. Разрез грунта при получении модели был принят таким же, как и в работе Сюна с соавторами 2016 года [8]. При этом для исходных песчаных грунтов использовалась комплексная геомеханическая модель, в которой особое внимание уделяется поведению грунтов при малых деформациях (модель упрочняющегося грунта при малых деформациях, HSS, HS-small). Однако для глин и усиленных грунтов из-за ограничений, связанных с доступными входными параметрами, вместо этого применялась идеальная упругопластическая модель Мора – Кулона c типом поведения по условиям дренирования Undrained B. Входные параметры усиленных грунтов были взяты по работе Дано и др. [9]. Для моделирования железобетонной «стены в грунте» использовалась линейно-упругая модель. Для распорок применялись анкерные элементы для поперечного и продольного относительно оси будущего тоннеля направлений соответственно. Подробные сведения о входных параметрах грунта и конструкций, использованных для анализа, представлены в таблице 2.

Таблица 2. Входные параметры для грунтов и конструкций, использованные при моделировании

В инженерной практике высокопроницаемые грунты вокруг котлована должны быть усилены на разных уровнях различными методами – как правило, с достижением определенного уровня недренированной прочности закрепленных грунтов на сдвиг, как сообщается в работах Дано и др. [9], Фана и др. [10] и Сюна [11]. Анализ выполняется в эффективных напряжениях. Как отметили Дано с соавторами [9], для закрепленных грунтов эффективный угол внутреннего трения на 1–4 градуса выше, чем для исходных.

При получении параметров модели в PLAXIS 3D по результатам трехосного испытания для усиленных грунтов было принято эквивалентное удельное сцепление 100 кПа и эквивалентный эффективный угол внутреннего трения 34 град. на основе недренированной прочности на сдвиг 120 кПа (что сопоставимо по напряжениям).

Чтобы еще больше сократить время анализа, игнорировались смещения, вызванные этапами устройства подпорной стенки и основной выемки грунта при строительстве котлована.

В таблице 3 представлены этапы строительства, использованные для моделирования врезки щита.

Таблица 3. Последовательность строительных работ при моделировании

4. Полученные результаты и их обсуждение

На рисунке 6 показаны места нарушения прочности грунтов, вызванных врезкой проходческого щита, с указанием углов от направления часовой стрелки на 6 часов и расстояний до центра тоннеля. Эти углы находятся в диапазоне от 19,6 до 78,1 град. по часовой стрелке, а расстояние до оси тоннеля остается примерно равным радиусу стартового участка тоннеля (3,05 м). Все зоны нарушения расположены непосредственно за плоскостью подпорной стенки котлована в основном в зоне обратного свода тоннеля (точки разрушений помечены красными квадратиками, обозначенными буквами A, B, C, D). Дальнейшее обсуждение областей нарушения прочности приводится в следующем разделе. 

Рис. 6. Точки разрушений при врезке проходческого щита на поперечном (а) и продольном (б) относительно оси будущего тоннеля сечениях (на продольном сечении – сразу за плоскостью подпорной стенки)

На рисунке 7 показано распределение порового давления в поперечном относительно оси будущего тоннеля сечении на различных этапах для грунтов, находящихся непосредственно за плоскостью подпорной стенки. Поровое давление практически не меняется до завершения основной выемки грунта. Вероятно, размер котлована с отсекающими железобетонными подпорными стенками невелик, а слой непроницаемого глинистого материала находится на глубине около подошвы стенки (на 28,5–30,5 м ниже уровня земли). Таким образом, необходимый дренаж внутри котлована может привести к очень ограниченному влиянию на поровое давление в грунте, прилегающем к котловану. Однако поровое давление значительно снижается в области стартового участка будущего тоннеля, в которой стенку разрушают для врезки щита, хотя прилегающие к котловану (но не расположенные дальше, например в сечении D-D) грунты и были усилены, а их водопроницаемость, прочность и жесткость стали другими по сравнению с исходными. Усиление грунта наиболее заметно влияет на поровое давление в сечении B-B в зоне обратного свода тоннеля, где максимальная разница достигает 100 кПа. Таким образом, приток подземных вод в котлован из стартового участка тоннеля приводит к ее оттоку из зоны за стенкой и снижению там порового давления, особенно в грунтах, находящихся близко к стартовому участку тоннеля.

Рис. 7. Изменения в распределении порового давления в поперечном относительно оси будущего тоннеля сечении на разных этапах запуска проходческого щита в работу, таких как: а – начальный этап; б – основная выемка грунта; в – врезка щита. Примечания: A-A – левая сторона стартового участка тоннеля; B-B – центр тоннеля; C-C – правая сторона стартового участка тоннеля; D-D – в 5 м от правой стороны стартового участка тоннеля; P_water – поровое давление; знак «-» на цветовой шкале означает положительное поровое давление на рисунках а, б, в

Чтобы дополнительно продемонстрировать влияние подземных вод на ситуацию при врезке проходческого щита, на рисунке 8 показано распределение порового давления в грунтах за подпорной стенкой в продольном относительно оси будущего тоннеля сечении. На этом же рисунке представлены графики зависимости порового давления от глубины для грунтов, расположенных на расстояниях 2, 4, 8 и 12 м от стенки. Подобно распределению, показанному для поперечного сечения (см. рис. 7), значения данного параметра на этих графиках (см. рис. 8) остаются почти одинаковыми для всех указанных расстояний во время основной выемки грунта. Из-за оттока подземных вод наблюдается снижение порового давления на 60 кПа (по сравнению с начальным этапом) в зоне обратного свода тоннеля на расстоянии 2 м от подпорной стенки. Врезка проходческого щита влияет на поровое давление на этом расстоянии в несколько большей степени, чем в области стартового участка, только на глубине примерно от 7 до 18 м как показано на рисунке 8, в. Однако по мере удаления от подпорной стенки это влияние постепенно уменьшается. На расстоянии 12 м от стенки врезка щита не вызывает изменений порового давления.

Рис. 8. Изменения распределения порового давления в продольном относительно оси будущего тоннеля сечении на разных этапах запуска проходческого щита в работу, таких как: а – начальный этап; б – основная выемка грунта; в – врезка щита. Примечания: P_water – поровое давление; знак «-» на цветовой шкале означает положительное поровое давление на рисунках а, б, в

Согласно вышесказанному основное влияние на распределение порового давления обнаруживается в диапазоне глубины расположения обратного свода тоннеля. В связи с этим на рисунке 9 в горизонтальной плоскости представлены изменения порового давления в грунтах, залегающих именно в пределах данного диапазона. Как видно из этого рисунка, независимо от сечения снижение порового давления наблюдается в местах, находящихся от непосредственной близости к стенке до 20 м от нее, но этот параметр не меняется для грунтов, расположенных на расстоянии более 20 м. Можно также сделать вывод, что для сечения B-B имеются наибольшие изменения, тогда как сечение D-D не показывает никаких изменений на расстояниях более 10 м от стенки, потому что это сечение находится за пределами зоны стартового участка тоннеля.

Рис. 9. Изменения порового давления на глубине 16 м от поверхности (вид в горизонтальной плоскости) на разных этапах запуска проходческого щита в работу, таких как: а – начальный этап; б – основная выемка грунта; в – врезка щита. Примечания: A-A – левая сторона стартового участка тоннеля; B-B – центр тоннеля; C-C – правая сторона стартового участка тоннеля; D-D – 5 м от правой стороны стартового участка тоннеля; знак «-» на цветовой шкале означает положительное поровое давление на рисунках а, б, в

Были рассмотрены траектории эффективных напряжений и механизм нарушения прочности грунтов, прилегающих к котловану. На рисунке 10 показаны различные места потери прочности грунтов за плоскостью подпорной стенки на поперечном относительно оси будущего тоннеля разрезе, а также траектории эффективных напряжений для этих точек. Во время основного этапа выемки грунта наблюдается снятие напряжений, что приводит к уменьшению среднего эффективного напряжения p' и девиаторного напряжения q. Напряженное состояние не изменяется во время этапа усиления грунта, и принимается, что его закрепление проводится в ограниченной зоне и не приводит к значительному изменению напряжения в нем впоследствии, даже если свойства грунта полностью изменяются после усиления. При врезке проходческого щита эффективное напряжение грунта в точках от A до D (см. рис. 6) достигает предельного уровня. Следовательно, эти точки лежат на предельной огибающей, как показано на рисунке 10. Приток подземных вод значительно увеличивает вертикальное напряжение, а также происходит небольшое увеличение эффективного напряжения в горизонтальном направлении, что, как ожидается, станет причиной одновременного увеличения p' и q от этапа 3 к этапу 4.

Рис. 10. Расположение мест разрушения грунтов непосредственно за плоскостью подпорной стенки в зоне стартового участка тоннеля на разных этапах работ на поперечном разрезе (а); связь между средним эффективным напряжением p' и девиаторным напряжением q для этих точек (траектории эффективных напряжений) и предельная огибающая (линия разрушения) (б)

Также в поперечном и продольном относительно оси будущего тоннеля направлениях были исследованы траектории эффективного напряжения и механизм разрушения грунтов в дополнительных местах, как показано на рисунке 11. Аналогично вышеописанному здесь также имеется более значительное снятие напряжений на этапе основной выемки грунта при строительстве котлована для мест, расположенных за подпорной стенкой ближе к котловану, таких как точки E, F, G и L (но не H, I, J и K). Более того, из-за притока подземных вод и p', и q увеличиваются аналогичным образом там, где напряжение в грунтах, залегающих ближе к стенке, изменяется, но не достигает предельного уровня (см. рис. 11).

Рис. 11. Расположение дополнительно исследованных точек для грунта за подпорной стенкой (а); связь между средним эффективным напряжением p' и девиаторным напряжением q для этих точек (траектории эффективных напряжений) и предельная огибающая (линия разрушения) (б)

На рисунке 12 показаны линии тока (траектории движения подземных вод), непосредственно полученные при моделировании как в поперечном, так и в продольном относительно будущего тоннеля направлениях. Размеры стрелок отражают расходы воды. И на поперечном, и на продольном сечении вода втекает в котлован через забой в основном в зоне обратного свода тоннеля, что согласуется с наблюдениями по авариям, вызванным врезкой проходческого щита при его запуске в работу из стартового котлована и его выходом в приемный котлован, которые ранее представили Мо и Хван [6], а также Цзюй и др. [12]. Это соответствие дополнительно подтверждает точность численной модели, построенной при настоящем исследовании. Предполагается, что наибольшую часть притока воды из зоны обратного свода тоннеля в котлован вызывает сила тяжести. Прогнозируемое количество притока составляет 0,1225 м³/сут, что эквивалентно 85 мл/мин.

Рис. 12. Коэффициенты фильтрации (слева) и линии тока (справа) при нарушениях, вызванных врезкой проходческого щита на поперечном (а) и продольном (б) относительно оси будущего тоннеля разрезах. Цветовая шкала – коэффициенты фильтрации

Оу [13] показал, что откопка котлована в грунте с высокой водопроницаемостью может привести к разрушению грунтов вследствие сосредоточенной фильтрации (суффозионного процесса, разрушения гидродинамическим давлением), что также тесно связано с подземными водами, а Пратама и Оу [14] провели исследование с использованием как численного анализа, так и эмпирического подхода к интерпретации коэффициента безопасности по суффозионному выносу. Как указывалось ранее, могут быть представлены линии тока, вызванного врезкой щита, но использованное авторами программное обеспечение не имело функции для представления эквипотенциальной линии и гидродинамической сетки. Следовательно, потребовалось личное суждение специалиста, чтобы можно было интерпретировать гидравлический градиент и коэффициент безопасности на основе гидростатического напора (давления) и координат соответствующих узлов в модели. Схематический рисунок и сетка фильтрации, а также расчет коэффициента безопасности для оценки суффозии представлены на рисунке 13, а. Полученный коэффициент безопасности составил всего 0,09, что должно привести к вымыванию грунта при врезке проходческого щита.

Однако также был исследован вариант, в котором отсутствовала локальная потеря прочности на предмет суффозионной устойчивости. Коэффициент безопасности оказался гораздо выше, но все же он был меньше единицы (рис. 13, б). Это означает, что вероятность разрушения все еще существует и для рассмотренного случая, что связано с различными механизмами разрушений для разных случаев.

Рис. 13. Схематическое представление сеток фильтрации и расчеты коэффициентов безопасности в отношении возможности разрушения грунтов вследствие сосредоточенной фильтрации для случаев: а – возникновения разрушений; б – отсутствия разрушений

Для дальнейшей оценки влияния водопроницаемости, прочности и жесткости грунтов были проведены параметрические исследования георисков, вызванных подземными водами. На рисунке 14 показаны места потери прочности как на поперечном, так и на продольном относительно оси будущего тоннеля сечениях для коэффициентов фильтрации усиленных грунтов, равных 10^-6, 10^-5 и 10^-4 см/с. Было обнаружено, что увеличение областей нарушений грунтов связано с таким поэтапным уменьшением водопроницаемости. Поэтому и предполагается, что водопроницаемость играет важную роль в таких нарушениях. Кроме того, потерю прочности можно предотвратить, если снизить водопроницаемость грунтов посредством необходимых мероприятий по их усилению.

Рис. 14. Воздействие различной водопроницаемости грунта на разрушения, вызванные врезкой проходческого щита. Поперечные (слева) и продольные (справа) относительно оси будущего тоннеля сечения моделей для коэффициентов фильтрации (см/с): а – 10^-6; б – 10^-5; в – 10^-4

На рисунке 15 показаны места потери прочности как на поперечном, так и на продольном относительно оси будущего тоннеля сечениях для усиленного грунта с удельным сцеплением 50, 100 и 200 кПа. Как видно из этого рисунка, грунты, вероятно, локально потеряют прочность только при сцеплении 50 кПа. Однако при сцеплении 200 кПа они могут достичь состояния «нет разрушения». Это согласуется со следующим выводом Дано и др. [9]: более высокое удельное сцепление увеличивает сопротивление грунта разрушению и является основой такого явления.

Рис. 15. Влияние различной прочности грунта на разрушения, вызванные врезкой проходческого щита. Поперечные (слева) и продольные (справа) относительно оси будущего тоннеля сечения моделей для значений удельного сцепления (кПа): а – 50; б – 100; в – 200

Также было исследовано влияние величины модуля упругости усиленного грунта. Были рассмотрены его значения 65 000, 130 000 и 260 000 кПа. Грунты с модулем упругости 65 000 кПа могут достичь состояния «нет разрушения». Однако после увеличения модуля наблюдалось появление точек потери прочности, как показано на рисунке 16. Поскольку сопротивление разрушению закрепленных грунтов остается неизменным, вполне вероятно, что очень небольшие деформации могут легко вызвать разрушения после того, как усиленный грунт станет очень жестким. Следовательно, можно сделать вывод, что очень высокий модуль упругости закрепленного грунта может быть недостаточным для предотвращения его нарушений (может привести к возникновению зон пластических деформаций. – Ред.) из-за воздействия подземных вод во время подземных земляных работ. 

Рис. 16. Влияние жесткости грунта (модуля упругости) на разрушения, вызванные врезкой проходческого щита. Поперечные (слева) и продольные (справа) относительно оси будущего тоннеля сечения моделей для значений модуля упругости (кПа): а – 65x10³; б – 130x10³; в – 260x10³

5. Выводы

На основании выполненного исследования можно сделать следующие выводы.

1. Общеизвестно, что подземные воды играют важную роль при подземных земляных работах в пределах городов и очень часто являются причиной опасности возникновения катастроф. Это могут быть опасности: геотехнических нарушений, вызванных водопритоком при врезке проходческого щита и при его выходе в приемный котлован; разрушений во вспомогательных поперечных штольнях, создаваемых при проходке тоннелей; разрушений подпорной стенки котлована («стены в грунте»), вызванных проникновением воды; разрывов водопроводных магистралей или канализации, возникших в результате любых строительных работ, связанных с глубокими выемками грунта или проходкой тоннелей поблизости, особенно в высокопроницаемых грунтах с высокими уровнями подземных вод.

2. Чтобы оценить геориски, связанные с влиянием подземных вод на городские подземные выработки, было выполнено численное моделирование с использованием метода конечных элементов для таких процессов, как водоприток и вызываемые им разрушения при врезке проходческого щита (такая важная работа ранее не выполнялась). Была построена трехмерная модель для анализа распределения порового давления, количественного притока подземных вод, направлений движения подземных вод и разрушений грунтов во время врезки проходческого щита. Поскольку разрушения вспомогательных поперечных штолен и протечки в подпорных стенах стартовых котлованов, связанные с подземными водами, также часто приводят к авариям и катастрофам, их моделирование можно рассматривать как возможность для понимания соответствующих механизмов в будущем.

3. На основе сделанных допущений и полученных результатов был сделан вывод, что наибольшая часть областей предельного состояния расположена в зоне обратного свода тоннеля сразу за подпорной стенкой стартового котлована («стеной в грунте»). Согласно полевым наблюдениям вполне вероятно, что причиной такого рода разрушений является сила тяжести. Однако полученные результаты также показывают, что все грунты, расположенные на расстоянии 1 м от стенки, остаются стабильными.

4. Поровое давление в грунтах за подпорной стенкой значительно снижается во время врезки проходческого щита из-за оттока воды через стартовый участок тоннеля в котлован. Прогнозируемое количество воды, поступающей при этом в котлован, составляет 85 мл/мин. Согласно оценкам как среднее эффективное напряжение p', так и девиаторное напряжение q в процессе врезки щита увеличиваются.

5. По результатам изучения потери прочности грунтов вследствие сосредоточенной фильтрации было выдвинуто предположение, что рассмотренное расположение усиленных грунтов, прилегающих к стартовому котловану, не предотвратит их разрушение во время врезки проходческого щита. Однако из-за различных доступных результатов определений и предлагаемых механизмов разрушений должна быть выполнена дополнительная проверка коэффициента безопасности по условиям суффозионного выноса для любых случаев отсутствия областей нарушения прочности.

6. Результаты выполненного параметрического исследования влияния водопроницаемости, прочности и жесткости усиленных грунтов на геориски и потерю прочности этих грунтов из-за сосредоточенной фильтрации подземных вод, показали, что снижение водопроницаемости и увеличение удельного сцепления могут успешно предотвратить появление областей нарушения прочности. Напротив, очень высокий модуль упругости может не помочь предотвратить нарушения (может привести к образованию областей пластических деформаций. – Ред.).

Доступность данных

Данные, использованные для подтверждения результатов этого исследования, могут быть получены у автора по запросу.

Конфликт интересов

Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.

Источник для перевода

Hsiung B.-Ch.B. Geohazard caused by groundwater in urban underground excavation // Hindawi. Geofluids. 2018. Vol. 2018. ID 5820938. 18 p. URL: hindawi.com/journals/geofluids/2018/5820938/.

Источник заглавного фото

Попов А. Южный участок БКЛ — Роза в пути! // Livejournal. 09.10.2018. URL: https://russos.livejournal.com/1445704.html#cutid1.

Список литературы, использованной автором переведенной статьи

[1] H. Wanger and M. Knights, “Risk management of tunneling works,” in Workshop on safety in tunnels and underground structure, pp. 8-9, International Tunnel Association, Riyadh, 2006.

[2] British Tunnel Society, The Joint Code of Practice for Risk Management of Tunnel Works in UK, British Tunnel Society, 2003.

[3] S. Degn Eskesen, P. Tengborg, J. Kampmann, and T.H. Veicherts, “Guidelines for tunnelling risk management: international tunnelling association, working group no. 2,” Tunnelling and Underground Space Technology, vol. 19, no. 3, pp. 217–237, 2004.

[4] GEO, “Geotechnical risk management for tunnel works,” in GEO Technical Guidance Note No. 25 (TGN25), Hong Kong, China, 2005.

[5] The International Tunnelling Insurance Group, A Code of Practice for Risk Management of Tunnel Works, International Tunnel Association, 2006.

[6] Z.C. Moh and R.N. Hwang, “Lessons learned from recent MRT construction failure in Asia Pacific,” Journal of Southeast Asian Geotechnical Society, vol. 38, pp. 122–137, 2007.

[7] G.T. Senthilnath, “Mid-tunnel undergound docking of tunnel boring machine in Singapore,” in Challenges and Innovation to Geotechnics. Proceedings of the 8th Asian Young Geotechnical Engineers Conference, Astana, Kazakhstan, August 2016.

[8] B.C.B. Hsiung, K.H. Yang, W. Aila, and C. Hung, “Threedimensional effects of a deep excavation on wall deflections in loose to medium dense sands,” Computers and Geotechnics, vol. 80, pp. 138–151, 2016.

[9] C. Dano, P.Y. Hicher, and S. Tailliez, “Engineering properties of grouted sands,” Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, vol. 130, no. 3, pp. 328–338, 2004.

[10] Y.S. Fang, C.C. Kao, J. Chou, K.F. Chain, D.R. Wang, and C.T. Lin, “Jet grouting with the superjet-midi method,” Proceedings of the Institution of Civil Engineers - Ground Improvement, vol. 10, no. 2, pp. 69–76, 2006.

[11] B.C.B. Hsiung, “Field performance of an excavation using sleeve grouting,” Proceedings of the Institution of Civil Engineers-ground improvement, vol. 162, no. 4, pp. 175–183, 2009.

[12] H. Ju, Y.S. Fang, W.C. Huang, and C. Liu, “Rescue and rehabilitation of damaged subway shield tunnels,” Sino Geotechnics, vol. 155, pp. 1–14, 2018.

[13] C.Y. Ou, Deep Excavation: Theory and Practice, Taylor & Francis, Netherlands, 2006.

[14] I.T. Pratama and C.Y. Ou, “Analysis of sand boiling failure in deep excavation,” in Proceedings of the 2nd International Symposium on Asia Urban, Changsha, Hunan, China, November 2017.

[15] S.Y. Dao, Application of numerical analyses for deep excavations in soft ground, [Ph.D. thesis], National Kaohsiung University of Applied Sciences, Kaohsiung, Taiwan, 2015.

[16] H.S. Liao, “Discussion of design and construction of highpressure jet grouting,” in Presented in 19th workshop of Sino Geotechnics Foundation, Kaohsiung, Taiwan, August 2006.