Fot. 1. Głowica skrawająca tarczy TBM EPB (fot. autor) Prof. dr hab. inż. Anna Siemińska Lewandowska, mgr Rafał Kuszyk Politechnika Warszawska Wpływ drążenia tuneli tarczą zmechanizowaną TBM na osiadania powierzchni terenu i budynki W Polsce brakuje danych o wpływie tunelowania tarczami TBM na środowisko gruntowe i otaczające obiekty. Stosowane w latach poprzednich na budowie metra maszyny były tarczami ręcznymi z innym systemem podparcia przodka oraz drążenia i zakładania obudowy tunelu. Zarówno w przypadku tarczy zawiesinowej, jak i EPB, czynnikiem decydującym o oddziaływaniu prac tunelowych na zmianę stanu naprężenia w podłożu i osiadania powierzchni terenu jest sposób zabezpieczenia stateczności przodka W Polsce nie wykonywano dotychczas tuneli komunikacyjnych tarczami zmechanizowanymi tzw. TBM (ang. Tunnel Boring Machine). W Warszawie zakończono drążenie pod Wisłą tunelu kanalizacyjnego doprowadzającego ścieki z lewobrzeżnej części miasta do oczyszczalni Czajka ; trwa budowa II linii metra, gdzie odcinki szlakowe są wykonywane w tej technologii. W pierwszym przykładzie zastosowano tarczę TBM zawiesinową (tzw. Slurry Shield), tunele metra drążone są tarczą TBM EPB (Earth Pressure Balance), czyli wyrównywanych ciśnień gruntowych. Podstawowym problemem podczas drążenia tunelu tarczą zmechanizowaną TBM jest zmiana stanu naprężenia w podłożu i wywołane tym stanem przemieszczenia ośrodka gruntowego. W każdej z tych technologii (tarcza zawiesinowa i tarcza EPB) czynnikiem decydującym o oddziaływaniu prac tunelowych na zmianę stanu naprężenia w podłożu i osiadania powierzchni terenu jest sposób zabezpieczenia stateczności przodka. W tarczy EBP stateczność przodka zapewnia ciśnienie urabianego gruntu, w tarczy zawiesinowej parcie zawiesiny iłowej. W Polsce brak danych o wpływie tunelowania tarczą na środowisko gruntowe i otaczające obiekty. Stosowane w latach poprzednich na budowie metra maszyny były tarczami ręcznymi z innym systemem podparcia przodka oraz drążenia i zakładania obudowy tunelu. Budowa tarczy wyrównywanych ciśnień gruntowych (TBM EPB) i zawiesinowej (TBM SS) Tarcza EPB W tarczach wyrównanych ciśnień gruntowych stateczność przodka zrównoważenie zewnętrznego parcia gruntu i ciśnienia wody gruntowej zapewnia urobiony przez głowicę skrawającą grunt, wypełniający komorę roboczą. Komora jest oddzielona od reszty tarczy i tunelu masywną, stalową ścianą. W ścianie 38 kwiecień - czerwiec / 013 [43]
Rys. 1. Schemat wyrównywania ciśnień w tarczy EPB wg [0] osadzony jest przenośnik ślimakowy z cylindryczną, szczelną obudową. Za pomocą tego przenośnika urobiony grunt jest usuwany z komory roboczej i przenoszony na kołowe lub szynowe środki transportu albo na przenośnik taśmowy, którymi odprowadzany jest z tunelu. W celu zapewnienia stateczności przodka konieczne jest zachowanie równowagi pomiędzy ilością gruntu urabianego i usuwanego z komory roboczej. W przypadku tarcz wyrównanych ciśnień gruntowych, w zależności od rodzaju gruntu (grunty niespoiste lub zwarte grunty spoiste lub skały), konieczne jest stosowanie dodatków chemicznych, które wstrzykiwane są przez specjalne dysze usytuowane w różnych elementach tarczy: w głowicy skrawającej, w ścianie ciśnieniowej komory roboczej, w przenośniku ślimakowym, alternatywnie dookoła przedniej części powłoki tarczy. Dodatki te noszą nazwę plastyfikatorów; ich zadaniem jest uplastycznienie urobionego gruntu i zmniejszenie tarcia. Efektem użycia dodatków jest zmniejszenie momentu obrotowego głowicy urabiającej, jak również równomierne i ciągłe przedostawanie się urobku do przenośnika ślimakowego. Ułatwia to pracę przenośnika, zmniejszając tarcie w cylindrycznej obudowie oraz wytwarzając korek, przez który nie może się przedostać woda gruntowa. Wstrzykiwany wokół powłoki tarczy plastyfikator zmniejsza tarcie na styku z gruntem, co pozwala zmniejszyć siły nacisku w dźwignikach przesuwających tarczę oraz wstępnie uszczelnia tę przestrzeń. Na głowicy skrawającej tarczy rozmieszczone są różnego rodzaju narzędzia skrawające, dostosowane do przewidywanych warunków gruntowych. Równocześnie w głowicy rozmieszczone są otwory, którymi urobiony grunt przedostaje się do komory roboczej. Rozmiary tych otworów są tak dobrane, by przedostające się przez nie kamienie lub fragmenty rozkruszonej skały odpowiadały zdolności transportowej przenośnika ślimakowego. Rozmieszczenie narzędzi skrawających oraz otworów obrazuje fot. 1 na przykładzie tarczy z warszawskiego metra. Tarcze wyrównanych ciśnień gruntowych najlepiej przystosowane są do drążenia tuneli w gruntach spoistych o mniejszej przepuszczalności wody i bardziej jednorodnych. Zakres ich stosowalności może być jednak rozszerzony również na pozostałe grunty dzięki stosowaniu plastyfikatorów (takich, które zapewnią względną jednorodność i szczelność urobionego gruntu). Znane są przykłady zastosowania tarcz EPB do drążenia tuneli w zwartej i twardej skale, w której spodziewano się wystąpienia uskoków tektonicznych mogących prowadzić wodę. Zaletą tych tarcz w stosunku do tarcz zawiesinowych jest prostsza budowa, funkcjonowanie, jak i utrzymanie. W korzystnych warunkach gruntowych możliwy jest do osiągnięcia stosunkowo duży postęp drążenia przy niższym koszcie inwestycyjnym i mniejszej zainstalowanej mocy całkowitej. W 01 r. podczas drążenia północnego tunelu szlakowego II linii metra w Warszawie, na odcinku Rondo Daszyńskiego Rondo ONZ, w ciągu 1 doby wykonano 43 m tunelu o średnicy 6,3 m, co było światowym rekordem dobowego postępu robót. Do wad należy zaliczyć wymaganie większego momentu obrotowego głowicy skrawającej, mocniejszej konstrukcji samej głowicy, jak i większej mocy dźwigników hydraulicznych, służących do przesuwania tarczy w związku z charakterem pracy. Urobek zanieczyszczony dodatkami lub urobiony, skażony grunt jest transportowany w sposób otwarty, narażając personel na ewentualne skażenie. Występuje też zwiększone zanieczyszczenie tunelu gruntem, jak i jego zapylenie. Z uwagi na dłuższą reakcję na ewentualne zmiany warunków tunelowania występuje większe ryzyko w osiąganiu minimalnych osiadań powierzchni terenu. Tarcza zawiesinowa Zasadą działania tarcz zawiesinowych jest zrównoważenie zewnętrznego parcia gruntu i ciśnienia wody gruntowej na przodku za pośrednictwem przeciwnie skierowanego ciśnienia zawiesiny bentonitowej. Zawiesina pod ciśnieniem infiltruje w pory urabianego gruntu na pewną odległość, kolmatując je i zmniejszając przepuszczalność gruntu (wzrasta spójność i poprawia się samostateczność). Zawiesina wytwarza na powierzchni przodka cienką błonkę, na którą działa ciśnienie stabilizujące przodek równoważące zewnętrzne parcie gruntu i ciśnienie wody gruntowej. Tarcza zawiesinowa podzielona jest szczelną przegrodą ścianką ciśnieniową na dwie części. (rys. ). Część przednia stanowi komorę roboczą, gdzie odbywa się urabianie gruntu pełnym przekrojem za pomocą obrotowej głowicy skrawającej. Głowica ta w zależności od rodzaju urabianego gruntu i oporów, jakie on stawia, może wykonać do 3 pełnych ob- Rys.. Schemat budowy tarczy zawiesinowej wg [3] kwiecień - czerwiec / 013 [43] 39
rotów na minutę. Komora robocza wypełniona jest zawiesiną bentonitową o właściwościach tiksotropowych. Podstawową rolą zawiesiny jest równoważenie parcia gruntu. Zadanie to jest spełniane poprzez regulację ciśnienia zawiesiny wypełniającej komorę roboczą. Regulacja ciśnienia odbywa się na dwa sposoby starszy, polegający na dostarczaniu świeżej zawiesiny do komory roboczej przewodem umieszczonym zwykle w górnej części ścianki ciśnieniowej i utrzymywanie względnej stabilności jej ciśnienia za pomocą odpowiedniego doboru obrotów pompy tłoczącej zawiesinę (rys. ). Pewne wahania ciśnienia związane z odprowadzaniem zawiesiny z urobkiem, względnie z jej infiltracją do gruntu są regulowane sprzężoną ze sobą pracą pomp doprowadzających zawiesinę i odprowadzających urobek. Niedogodnością tego systemu jest pulsacyjna praca pomp i związane z tym wahania ciśnienia zawiesiny, co w warunkach gruntów gruboziarnistych (np. żwirów) może prowadzić do utraty stateczności przodka. W nowszych modelach tarcz zawiesinowych zastosowano drugi system wymagane ciśnienie zawiesiny uzyskuje się za pośrednictwem poduszki sprężonego powietrza, która wytwarzana jest w komorze roboczej pomiędzy ścianką ciśnieniową a ścianką kontaktową (rys. 3). Ciśnienie na granicy zawiesiny i sprężonego powietrza utrzymuje się na tej samej wysokości. Każda zmiana ciśnienia powietrza wywołuje taką samą zmianę ciśnienia zawiesiny. Ten system pozwala na utrzymywanie stałego, żądanego ciśnienia zawiesiny nawet wtedy, kiedy szybkość postępu tarczy jest zmienna. Zmiana ciśnienia powietrza w komorze roboczej jest regulowana automatycznie za pomocą wentyla sprzężonego z komputerem. Dodatkową rolą zawiesiny jest transport urobku. W związku z tym zawiesina mająca odpowiednio wysoką lepkość, wymaganą w danych warunkach gruntowych (w przypadku zawiesiny bentonitowej jej ciężar objętościowy waha się w granicach 1,05 1,30g/cm 3 ), powinna być łatwa do pompowania. Z tego powodu do zawiesiny dodaje się różne związki chemiczne (polimery lub związki nieorganiczne), ułatwiające spełnienie tych wymagań. Zastosowanie dodatkowych urządzeń, takich jak kruszarki, pozwala również na drążenie tuneli w gruntach, w których występują kamienie o większych rozmiarach niż żwiry. Również występowanie dużych głazów narzutowych, jakie zdarzają się w glinach zwałowych, jest możliwe do urobienia tego rodzaju urządzeniami. Przeszkody takie wpływają jednak na zmniejszenie postępu drążenia. Zmieniające się warunki gruntowe na trasie tunelu wymagają starannego doboru zawiesiny, jej gęstości i odpowiednich dodatków. Doprowadzona do komory roboczej zawiesina bentonitowa i urobiony przez głowicę skrawającą grunt mieszają się i w postaci pulpy są odpompowywane systemem pomp i rurociągów na powierzchnię do zakładu separacji urobku i regeneracji zawiesiny. Odpompowana pulpa przechodzi przez sita wibracyjne i wirówki, gdzie następuje ostateczne oddzielenie zawiesiny od urobionego gruntu. Schemat ilościowej separacji zawiesiny przedstawiony został na rys. 4. W zależności od składu granulometrycznego urobku stosowane są różne urządzenia do separacji poszczególnych frakcji z zawiesiny: frakcja > mm sita wibracyjne, frakcja 0,0 4 mm hydroodpylacze cyklonowe, frakcja < 0,0 mm wirówki lub prasy filtracyjne. Jednocześnie wykonuje się badania odzyskanej zawiesiny i w zależności od potrzeb regeneruje się ją. Jeżeli w gruncie występują frakcje powyżej 30 50 mm, na przewodzie odprowadzającym urobek instaluje się osadnik, do którego materiał ten trafia i nie jest odpompowywany do zakładu separacji urobku. Przy większych fragmentach skalnych lub głazach w komorze roboczej montuje się kruszarkę, zdolną rozdrobnić ten materiał na frakcje do 5 30 mm, które mogą być wyprowadzone przez system pomp na powierzchnię. Zainstalowana w ścianie ciśnieniowej śluza pozwala na przedostawanie się obsługi do komory roboczej w celu napraw/wymiany noży (frezów) w głowicy urabiającej. Przechodzenie personelu do komory roboczej poprzedzone jest Rys. 3. Schemat wyrównywania ciśnienia w tarczy zawiesinowej wg [0] Rys. 4. Schemat obiegu płuczki i separacji urobku (wartości w t/h) wg [19] Rys. 5. Zakres stosowania tarcz typu EPB i zawiesinowej 40 kwiecień - czerwiec / 013 [43]
równoczesnym odpompowywaniem z niej zawiesiny bentonitowej i sukcesywne zastępowanie jej sprężonym powietrzem, co wymaga zarezerwowania czasu na dekompresję przy tych pracach. Tarcze zawiesinowe najlepiej nadają się do drążenia tuneli w gruntach o niewielkiej spójności w piaskach i żwirach oraz w gruntach niejednorodnych litologicznie. W pewnym zakresie mogą również skutecznie pracować w gruntach spoistych, a nawet w przewarstwieniach skalistych. Z uwagi na możliwość pracy w różnych trybach od otwartego przez półotwarty do zamkniętego urządzenia tego typu sprawdzają się w bardzo trudnych warunkach, w gruntach słabo skonsolidowanych z dużym ciśnieniem wody gruntowej. Zakres stosowania obydwu typów omawianych tarcz zmechanizowanych w zależności od wartości współczynnika filtracji gruntu pokazano na rys. 5. Podstawowymi zaletami tarcz zawiesinowych są możliwości (w sposób automatyczny) ciągłego dobierania, sterowania i kontrolowania ciśnienia zawiesiny w celu zapewnienia jak najlepszej stateczności przodka. W obecności zawiesiny urabianie gruntu za pomocą głowicy skrawającej pozwala na zainstalowanie silników o mniejszej mocy i o mniejszym momencie obrotowym w stosunku do tarczy EPB. W obiegu zamkniętym zanieczyszczony dodatkami chemicznymi, a niekiedy także skażony grunt jest transportowany w tunelu rurociągiem i nie naraża na skażenie pracującego w nim personelu. Tym samym uzyskuje się znacznie wyższą czystość w tunelu. Tarcze te są lepiej przystosowane do pracy przy spodziewanych znacznych ciśnieniach wody gruntowej (nawet do 10 barów) lub nagłych zmian warunków gruntowych, np. w strefach uskokowych. Większa kontrola drążenia sprzyja redukcji osiadań powierzchni terenu. Do wad tarcz zawiesinowych należy ich skomplikowana budowa, jak i funkcjonowanie oraz utrzymanie w czasie pracy. Wymagają zainstalowania skomplikowanego i kosztownego zakładu separacji oraz regeneracji zawiesiny bentonitowej. Przy zwiększaniu się odległości między przodkiem a miejscem separacji konieczna jest instalacja dodatkowych, pośrednich pomp, co zwiększa zużycie energii na pompowanie. Koszt inwestycyjny tarcz zawiesinowych wraz z pełnymi urządzeniami technologicznymi oraz zakładem separacji urobku i regeneracji zawiesiny jest wyższy niż tarczy wyrównanych ciśnień gruntowych. Podobnie, wyższa jest całkowita moc zainstalowana w przedstawionym systemie. Objto V S = i s Strata objtoci V = L s = s V S D/ 4 exp - y i s s Przyczyny rozwoju niecki osiadania Nad drążonym tunelem powstaje niecka osiadania (rys. 6). Jej kształt i zasięg zarówno w przekroju poprzecznym, jak i podłużnym wpływają na powierzchnię terenu, istniejącą infrastrukturę techniczną oraz budynki i budowle. Kształt i zasięg niecki osiadania zależy od wielu czynników. Można je pogrupować do kilku podstawowych obszarów: geologiczne, geotechniczne, hydrogeologiczne związane z pochodzeniem, rodzajem, stanem i wytrzymałością gruntów zalegających na trasie drążonego tunelu, a także występowaniem wody gruntowej; technologiczne wynikające z typu i konstrukcji tarczy TBM, metody drążenia i technologii zabezpieczania stateczności czoła tarczy; konstrukcyjne zależne od geometrii, zagłębienia i rodzaju obudowy tunelu; techniczne związane z jakością wykonywanych prac i systemem zarządzania robotami tunelowymi. Rozdzielając tunele na płytkie i głębokie, przyjmuje się umownie głębokość graniczną liczoną od powierzchni terenu i równą trzem średnicom tunelu [9]. W przypadku tuneli głębokich zjawisko odkształceń powierzchni terenu nie ma charakteru dominującego. Tak samo jest w przypadku drążenia tunelu w skałach, gdzie w sposób naturalny wytwarza się zjawisko przesklepienia redukujące proces deformacji. Osiadania powstałe w czasie drążenia tuneli tarczami TBM można podzielić na: osiadania krótkoterminowe (natychmiastowe) spowodowane przejściem tarczy, których wielkość zależy od stateczności przodka, tempa robót tunelowych, czasu instalacji poszczególnych pierścieni obudowy oraz czasu wypełniania pustek między obudową, płaszczem tarczy i gruntem (za tzw. ogonem tarczy). Osiadania te uwidaczniają się w pewnej odległości przed czołem wyrobiska i kończą się w momencie uzyskania odpowiedniej wytrzymałości przez medium wypełniające pustki za obudową; osiadania spowodowane odkształceniem obudowy tunelu. Dotyczą głównie tuneli o dużych średnicach wykonanych na niewielkich głębokościach. Ich znaczenie jest stosunkowo niewielkie z uwagi na możliwość przewidzenia występujących w nadkładzie obciążeń i odpowiednio sztywne zaprojektowanie obudowy; osiadania długoterminowe spowodowane konsolidacją gruntów spoistych lub ściśliwych zależną od szybkości rozpraszania ciśnienia porowego oraz pełzaniem uzależnionym od rodzaju gruntu. Z przedstawionego zestawienia wynika, że największe znaczenie w procesie deformacji mają osiadania krótkoterminowe. Są one wypadkową działania kilku czynników związanych z procesem tunelowania, które prowadzą do urobienia większej objętości gruntu w stosunku do objętości ostatecznej przestrzeni tunelu. Ta dodatkowa objętość wybranego gruntu nosi nazwę straty objętości V L (ang. volume loss, ground loss) [liczone w m 3 /mb wykonanego tunelu]. Wielkość przemieszczeń powodująca straty objętości zależy od rodzaju gruntu, tempa robót, średnicy tunelu, typu tarczy (sposobu podparcia przodka), typu obudowy oraz jej sztywności. Na sumę straty objętości V L składają się (rys. 7): strata objętości gruntu na przodku V LF i odpowiadające osiadanie s F (strefa 1, wg rys. 7) spowodowane rozluźnieniem i ubytkami gruntu na czole wyrobiska, zależnie od sposobu podparcia (niekontrolowane przemieszczanie się gruntu do komory roboczej I stan graniczny); strata objętości wokół płaszcza tarczy V LS i odpowiadające osiadanie s S (strefa, wg rys. 7) spowodowana nieznacznym D Punkt przegicia Niecka osiada Rys. 6. Rozkład osiadania nad pojedynczym tunelem wg [14] kwiecień - czerwiec / 013 [43] 41
tradycyjnymi (tarcze ręczne lub częściowo zmechanizowane) 70 80% osiadań powierzchni terenu jest wynikiem deformacji powstałych na czole wyrobiska. W przypadku wyrobisk wykonywanych przy użyciu tarcz zmechanizowanych TBM wartość ta spada poniżej 70%, w zależności od stosowanej metody wg [4]. Procentowy udział w osiadaniach na powierzchni terenu w zależności od naruszenia gruntu wynosi (wg [1]): na przodku 10 0%, na długości płaszcza tarczy 40 50%, w ogonie tarczy 30 50%. Wielkość osiadań na powierzchni terenu jest w przybliżeniu równa stracie objętości gruntu na przodku dla większości warunków gruntowych. Strata objętości (V L ) jest zazwyczaj wyrażana jako procent całej objętości gruntu wydobytego z drążonego tunelu (V LT ) w danym przekroju. W przypadku tunelu o przekroju kołowym otrzymuje się zależność: VLT 100% VL (1) D / 4 gdzie: D średnica zewnętrzna tunelu. Rys. 7. Rys. 8. Rys. 9. Składowe straty objętości i odpowiadające osiadania wzdłuż osi tunelu wg [14] Składowe straty objętości V L pokazane na schemacie tarczy TBM EPB [7] Procentowy udział składowych straty objętości w całkowitej wartości V L [7] powiększeniem średnicy przedniej części płaszcza i głowicy urabiającej w stosunku do pozostałej części płaszcza tarczy; rozpychaniem gruntu na boki w czasie postępu tzw. wężykowanie ; strata o objętości gruntu wokół segmentów obudowy tunelu V LC i odpowiadające osiadanie s T (strefa 3, wg rys. 7 spowodowana przemieszczaniem się gruntu w przestrzeni pomiędzy zamontowaną obudową i płaszczem tarczy w części ogonowej tarczy) w czasie postępu prac. Schemat powstawania strat objętości na długości tarczy TBM EPB pokazano na rys. 8, a wpływ na osiadania powierzchni terenu i rozwój niecki osiadania na rys. 9. W przypadku robót tunelowych wykonywanych metodami Strata objętości (V L ) może być również wyrażona jako procent objętości niecki osiadań powstałej nad wyrobiskiem wg rys. 7 [14]. Tak liczona strata objętości wynosi często około 1% w przypadku tuneli płytkich w warunkach miejskich. Przy obliczeniu przemieszczeń gruntu konieczne jest wykonanie analizy przewidywanej straty objętości. Z uwagi na aktualny brak w literaturze potwierdzonych metod analitycznych obliczania V L jako funkcji wielu zmiennych, szacowanie oparte jest zazwyczaj na metodzie porównawczej bazującej na studium przypadku (ang. case history), gdzie przy podobnych danych wejściowych (warunki gruntowe, geometria, stosowana tarcza) wykonuje się inżynierską ocenę, biorącą pod uwagę proponowaną metodę tunelowania oraz warunki lokalne. Poniżej przedstawione są przykładowe wartości straty objętości, które rejestrowano przy różnych metodach wykonania tunelu wg [4]: metody górniczej (NATM): ił londyński V L = 0,5% 1,5%, tarcz otwartych: ił zwarty V L = 1% %, tarcz zamkniętych (TBM): piasek V L = 0,3 0,5%, ił zwarty V L = 0,3 0,5%, grunty słabo skonsolidowane V L = 1% % (bez uwzględnienia osiadań długoterminowych). Metody szacowania osiadań W praktyce projektowej stosuje się najczęściej dwie metody szacowania wielkości osiadania terenu: analityczną/półempiryczną, opartą na empirycznych formułach wyprowadzonych na podstawie wcześniejszych obserwacji; elementów skończonych (MES), która jest obecnie bardziej popularną metodą. W przypadku obliczeń analitycznych najczęściej stosowane 4 kwiecień - czerwiec / 013 [43]
są zależności podane przez Attwella [4]. Wzór podstawowy na wyznaczenie osiadania terenu wzdłuż osi tunelu ma postać: s Vs y exp i i x x x x i G G i i f gdzie: s osiadania pionowe w punkcie (x, y) [m]; y współrzędna prostopadła do osi tunelu [m]; x współrzędna równoległa do osi tunelu [m]; V s objętość niecki osiadań na metr wykonanego tunelu [m 3 /m] określona jako procent strat objętości V L w stosunku do całkowitej objętości wykonanego tunelu V; x i współrzędna początku tunelu [m]; x f współrzędna przodka [m]; i parametr określający szerokość niecki osiadań (punkt przegięcia) określony jako: i = k z 0, gdzie: k stała zależna od rodzaju gruntu, a z 0 głębokość od powierzchni do osi tunelu; G funkcja określona wzorem: G 1 exp d gdzie: = (x-x i )/i; G(0) = 0,5, gdy x = x f (punkt nad osią tunelu); G(1) = 1,0, gdy (x-x i ). Dla szczególnych przypadków, gdy wybrany przekrój obliczeniowy znajduje się w pewnej odległości od przodka i spełnione są warunki (x-x i )/i>3 oraz (x-x f )/i<-3 wtedy G[(x- -x i )/i] = 1 i G[(x-x f )/i] = 0, wzór () przybiera postać: s y exp i V L y exp i i s Wzór () przyjmuje również postać szczególną, gdy oblicza się osiadania w osi tunelu (y = 0): () (3) (4) gdzie: s teoretyczne przemieszczenia powierzchni terenu (rozkład normalny) [m]; y poziomy zasięg zaniku deformacji mierzony od osi tunelu [m]; i - odchylenie standardowe (punkt przegięcia krzywej) [m]; s maksymalne osiadania na powierzchni nad osią tunelu [m] liczone wg [16] i [14]: s VS D VL i 4 1 0,313V LD i i Zasięg niecki osiadań w płaszczyźnie prostopadłej do osi tunelu jest determinowany przez wartość i rozumianą jako odległość od osi tunelu do punktu przegięcia. Według Pecka [17] istnieje wyraźna zależność pomiędzy wielkością powstałej niecki osiadań (determinowaną parametrem i oraz z 0 ) a rodzajem gruntu, w którym drążony jest tunel. Na podstawie tej zależność New i O Reilly [16] podali zależność dla określenia wielkości i: (7) i = K z 0 (8) gdzie: K stała empiryczna zależna od rodzaju gruntu [-]; z 0 głębokość do osi tunelu [m]. Jednocześnie, na podstawie doświadczeń angielskich, autorzy ci podali empiryczną zależność dla oszacowania wartości i: dla gruntów spoistych dla gruntów niespoistych i = 0,43z 0 + 1,1m (9) i = 0,8z 0-0,1m (10) Wielu autorów próbuje określić odległość i dla lokalnych warunków gruntowych. Przykładowo: New i O Reilly [16]: tunel w iłach z piaskami powyżej i = 0,43z A + 0,8z B + 1,1m (11) tunel w piaskach z iłami powyżej i = 0,8z A + 0,43z B - 0,1m (1) Arioglu [9]: i1 i i3 i (13) 3 s V x x s x xi G G i i i f s ( G G ) 1 (5) D z0 gdzie: i 1 = 0,386z 0 +,84; i = 0,5z 0 ; i3 1,39 ( ) ( ). z D Rozkład osiadania na powierzchni terenu nad pojedynczym tunelem został opisany również przez wielu innych autorów. Badacze New i O Reilly [16] stwierdzili m.in., iż krótkotrwałe przemieszczenia nad tunelem dają rozkład przybliżony do krzywej Gausa: y V s y s s exp( ) exp i K K z z (6) Natomiast wielkość stałej empirycznej K można przyjmować niezależnie od głębokości i średnicy tunelu. Wartość ta, według różnych autorów, mieści się w przedziale: dla gruntów spoistych K = 0,40 0,50, dla gruntów niespoistych K = 0,5 0,35. W przypadku gruntów uwarstwionych, zakładając, że wszystkie warstwy gruntu wpływającego na osiadania mają jednakową rozciągłość w poziomie, można przyjąć, iż K eq jest średnią ważoną wartością z wartości K i. Dla tuneli posadowionych płytko (z 0 <1,5D) K eq przyjmuje wartość wg wzoru: K eq z1k1... znkn z tot (14) kwiecień - czerwiec / 013 [43] 43
W przypadku głębokiego posadowienia tunelu (z 0 1,5D) wartość K i jest obliczana w zależności od odległości danej warstwy, od osi tunelu (por. rys. 10) wg formuły: K eq 0,35( z1k1... zmkm) 0,65( zm 1Km1... znkn) (15) 0,35( z... z ) 0,65( z... z ) 1 m m1 n Lp. Autor i 1. Peck (1969). 3. 4. 5. Attewell&Farmer (1974) Clough&Schmidt (1981) O Reilly&New (198) Atkinson&Pots (1977) i/r=(z 0 /R) n (n=0,8-1,0) i/r=(z 0 /R) n (a=1,0, n=1,0) i/r=(z 0 /R) n (a=1,0, n=0,8) i=0,43z 0 +1,1m (grunty spoiste 3 z0 34m) i=0,43z 0 +1,1m (grunty spoiste 3 z 0 =34m) i=0,43z0+1,1m (grunty niespoiste 6 z 0 10m) i=0,5(z 0 +R) luźny piasek i=0,5(1,5z 0 +0,5R) gęsta glina Podstawa rozwiązania empirycznego polowe polowe w UK polowe w UK polowe w UK polowe i modele testowe 6. Leach (1985) i=(0,57+0,45z 0 )±1,01m Dla warunków, gdzie efekty konsolidacji są mało znaczące 7. Mair (1983) i=0,5z 0 polowe i testy wirówką Tab. 1. Zestawienie wzorów do wyznaczania parametru i [3] Rys. 11. Schemat warunków gruntowych dla obliczeń osiadań 4. metod analitycznych/półempirycznych opartych na empirycznych formułach wyprowadzonych na podstawie wcześniejszych obserwacji lub za pomocą metod numerycznych przy zastosowaniu metody elementów skończonych (MES). Na rys. 11 przedstawiono przykład rozkładu niecki osiadań obliczony kilkoma wybranymi metodami empirycznymi dla schematu warunków gruntowych. Metoda Pecka [17] wg formuły: gdzie: y i S( y) S e (16), i R z0 R przy n min = 0,8 i n = 1,0; zaś maksymalne osiadanie: n (17) Vs S (18) i Rys. 10. Obliczenie stałej K dla posadowienia głębokiego wg [16] Jak widać, istnieje wiele empirycznych metod wyznaczania zasięgu i kształtu niecki osiadania nad tunelem drążonym tarczą. W tab. 1 zestawiono stosowane przez różnych badaczy formuły do oceny parametru i rozumianego jako odległość od osi tunelu do punktu przegięcia. Korzystając z tych wzorów w punkcie 5. pokazano przykłady wyznaczania niecki osiadania nad tunelem dla wybranych warunków geotechnicznych. Przykłady oceny parametrów niecki osiadania nad tunelem drążonym tarczą Obliczeniowe szacowanie wielkości osiadań terenu może być wykonane przy wyborze jednej z podanych w punkcie Rys. 1. Rozkład osiadań wg wzoru Pecka Metoda New i O Reilly [16], gdzie rozkład niecki wg (16), S wg (18), zaś zasięg niecki: i = 0,43z 0 + 1,1m (19) 44 kwiecień - czerwiec / 013 [43]
Metoda Maira [13], [14], gdzie rozkład niecki wg (16), S wg (18), zaś zasięg niecki: Rys. 13. Rozkład osiadań wg wzoru O Reilly i New lub przy zróżnicowaniu parametru K dla poszczególnych warstw gruntu wg wzoru (14) otrzymujemy i = K 1 z 1 + K z +... Rys. 17. Rozkład osiadań wg formuły Maira i = 0,5z 0 () Rys. 14. Rozkład osiadań wg wzoru O Reilly i New przy zróżnicowaniu parametru K Metoda Atkinsona i Potsa [], [3], gdzie rozkład niecki wg (16), S wg (18), zaś zasięg niecki: i = 0,3(1,5z 0 + 0,5R ) (0) Rys. 18. Grafi czny wynik obliczeń niecki osiadań wybranymi metodami empirycznymi [3] Rys. 15. Rozkład osiadań wg wzoru Atkinsona i Potsa Metoda Leacha [5], gdzie rozkład niecki wg (16), S wg (18), zaś zasięg niecki: i = (0,57+0,45z 0 ) 1,01 (1) Rys. 16. Rozkład osiadań wg formuły Leacha Na rys. 18 przedstawiony został zbiorczy rozkład osiadań nad tunelami metra wg metod empirycznych dla wybranego schematu warunków gruntowych wg rys. 11. Wartości maksymalne obliczonych osiadań zestawiono w tab.. Zwraca się uwagę, iż wg formuł empirycznych uzyskuje się z reguły wartości zawyżone w stosunku do pomierzonych (por. rys. 19). Metody empiryczne dają jedynie przybliżone wartości osiadań. Stosowane wzory obliczeniowe nie uwzględniają szeregu czynników wpływających znacząco na końcowy wynik osiadania m.in.: fluktuacje ciśnienia podparcia przodka w czasie drążenia istotny wpływ ma tu kontrola stateczności czoła, co przekłada się bezpośrednio na wahania strat objętości V L (kontrola I stanu granicznego) w obliczeniach dla II linii założona wartość V L = 0,6%; wartości pomierzone V L = 0,4 1,0%; Lp. Metoda empiryczna Szerokość niecki i [m] Osiadanie maksymalne S [cm] 1. Peck 6,15 7,3 0,99 1,18. New i O Reilly (198) 7,378 0,98 3. New i O Reilly (1991) 6,58 1,1 4. Atkinson i Pots 5,86 1,3 5. Leach 6,13 8,15 0,89 1,18 6. Mair 7,3 0,99 Tab.. Zestawienie wzorów do wyznaczania parametru i [3] stopień wypełnienia oraz czas wiązania iniekcji wypełniającej przestrzeń między obudową i płaszczem; wpływ przejścia drugiej tarczy w pewnym odstępie czasu w stosunku do pierwszej (możliwość wystąpienia niesymetrycznego, rzeczywistego rozkładu niecki nakładanie się kwiecień - czerwiec / 013 [43] 45
-0,007-0,011-0,015-0 019 pracę tarczy zmechanizowanej TBM o średnicy 6,3 m. Obudowa tunelu została zamodelowana, jako żelbetowe elementy prefabrykowane. Szczegółowe składowe pracy tarczy, które zostały uwzględnione w modelu numerycznym przedstawiono na rys. 0. Symulacje numeryczne pozwalają na wykonanie szeregu obliczeń porównawczych również dla różnych modeli materiałowych, co pozwala uzyskać rozkład zbliżony do rzeczywistego dla lokalnych warunków gruntowych. Przeprowadzoną analizę wykonano dla trzech różnych modeli ośrodka gruntowego Coulomb-Mohr (C-M), Modified Coulomb-Mohr (MC-M) i Modified Cam-Clay (MCC). Najmniejsze osiadania uzyskano dla modelu C-M, co wynika z przeważającego wpływu odprężenia w stosunku do deformacji przejścia tarczy w tym algorytmie. W pozostałych dwóch modelach MCC i MC-M, uwzględniających wzmocnienie gruntu, zjawisko odprężenia nie dominuje nad widocznymi w rzeczywistości deformacjami powierzchni terenu. Zwraca się jednak uwagę, iż model MCC ma lepsze zastosowanie do gruntów słaboskonsolidowanych i stąd możliwe niedoszacowania w obliczeniach dla gruntów lodowcowych. Wyniki osiadań zestawiono w tab. 3. Referat został wygłoszony podczas XXVIII Warsztatów Pracy Projektanta Konstrukcji GEOTECHNIKA ; 5 8 marca 013 r., Wisła Rys. 19. Pomierzony rozkład osiadań nad dwoma tunelami dla II linii metra (6,5 mm dla pierwszego tunelu i 11 mm przy przejściu drugiej tarczy; obliczeniowy 15 mm) Rys. 0. Elementy tarczy zamodelowane w programie MES 3D wg [10] Rys. 1. Rozkład deformacji w modelu MES wg [11] wartości osiadań) por. rzeczywiste pomiary przemieszczeń nad tunelami wg rys. 19; osiadania długoterminowe w aspekcie konsolidacji gruntu oraz przyjęcie odpowiedniego modelu materiałowego do obliczeń osiadań. Przedstawione ograniczenia metod empirycznych mogą być w szczegółowej analizie zastąpione obliczeniami numerycznymi. Rozbudowana analiza MES w układzie 3D może uwzględnić wskazane czynniki poprzez symulacje fazowe w poszczególnych krokach obliczeniowych. Na rys. 1 zobrazowano model MES wykonany w programie Midas GTS, symulując Model materiałowy Osiadania w osi tunelu [mm] Coulomb-Mohr (C-M) 6 Modifi ed Cam-Clay (MCC) 13 Modifi ed Coulomb-Mohr(MC-M) Tab. 3. Zestawienie wzorów do wyznaczania parametru i [3] Literatura [1] Anagnostou G., Kovári K.: Face stability conditions earth- -pressure-balanced shields. Tunneling and Underground Space Technology 11(), 1996, str. 165-173. [] Atkinson J.H., Potts D.M.: Stability of a shallow circular tunnel in cohesionless soil. Géotechnique 7(), 1977, str. 03-15. [3] Atkinson J.H., Potts D.M.: Subsidence above shallow tunnels in soft ground. Journal of the Geotechnical Engineering Division. ASCE 103 (GT4), 1977, str. 307-35. [4] Attewell P.B.: Ground movements caused by tunneling in soil. Geddes editor: Large Ground Movements and Structures. Pentech Press 1978, str. 81-948. [5] Brinkman H.: Shield tunnelling induced soil deformations. Materiały szkoleniowe kursu Shield tunnelling in soft soils. DelftGeoAcademy. Delft 008. [6] Chapman D.N., Rogers C.D.F., Hunt D.V.L.: Predicting the Settlements above Twin Tunnels Constructed in Soft Ground. World Tunnel Congress Underground Space for Sustainable Urban Development. Singapore 004, str. C33 1-8. [7] Grodecki W.: Technologia tarcz zmechanizowanych. Część I. Materiały seminarium na prawach rękopisu. Metro Warszawskie. Warszawa 006. [8] Grodecki W., Lejk J., Siemińska-Lewandowska A.: II linia metra w Warszawie perspektywy i metody realizacji. Inżynieria i Budownictwo 7-8/007, str. 365-368. [9] Guglielmetti V., Grasso P., Mastab A., Xu Shulin: Mechanized Tunnelling in Urban Areas. Design Methodology and Construction Control. Taylor & Francis/Balkema 008. [10] Kuszyk R.: Analiza osiadań powierzchni terenu podczas budowy tunelu pod osłoną tarczy zmechanizowanej TBM II Ogólnopolskiej Konferencji Metody komputerowe w geotechnice i geologii inżynierskiej. 46 kwiecień - czerwiec / 013 [43]
[11] Kuszyk R.: Compatibility of numerical model with real displacements in the Warsaw underground 7th International Professional Conference of Postgraduate Students JUNIORSTAV 005. [1] Leca E., New B.: ITA/AITES Report on settlements induced by tunneling in soft ground. Tunneling and Underground Space Technology, 007, str. 119-149. [13] Mair R.J.: Tunneling in urban areas and effects on infrastructure. Advances in research and practice. Muir Wood Lecture 011. ITA-AITES materials, July 011. [14] Mair R.J., Taylor R.N., Bracegirdle A.: Subsurface settlement profiles above tunnels in clays. Geotechnique 43() 1993, str. 315-30. [15] Mair R.J., Taylor R.N., Burland J.B.: Prediction of ground movements and assessment of risk of building demage due to bored tunneling. Proc. of the International Symposium on Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Balkema str. 713-718. [16] New B., O Reilly M.P.: Tunnelling induced ground movements predicting their magnitude and effects. J.D. Geddes Ground movements and structures, Proc. of 4th International Conference, University of Wales College of Cardiff 1991, London. Pentech Press, 199, str. 671-697. [17] Peck R.B.: Deep excavations and tunneling in soft ground. Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Mexico 1969, Vol. 4, str. 5-90. [18] Siemińska-Lewandowska A. i in.: Analiza ewentualnego szkodliwego oddziaływania budowy II linii metra w Warszawie na odcinku Rondo Daszyńskiego Dworzec Wileński, na zabytkową zabudowę przy ul. Nowy Świat, ul. Konopczyńskiego podczas drążenia tuneli tarczą zmechanizowaną. Instytut Dróg i Mostów PW. Warszawa 007. [19] Thewes M.: Soft ground shield tunneling. Materiały szkoleniowe kursu Shield tunnelling in soft soils. DelftGeoAcademy. Delft 008 [0] Thewes M.: TBM tunneling challenges redefining the state of the art. Tunnel. Collection of keynote lectures. ITA- -AITES World Tunnel Congress 007, str. 13-1. [1] Verruijt A., Booker J.R.: Surface settlements due to deformation of a tunnel in an elastic half plane. Géotechnique 46 (4), 1996, str. 753-757. [] Wolski W. i in.: Dokumentacja geologiczno-inżynierska i hydrogeologiczna dla II linii metra w Warszawie. Dokumentacja geologiczno-inżynierska dla tunelu szlakowego Nowy Świat Powiśle. Konsorcjum Geoteko sp. z o.o., SGGW, Geoprojekt sp. z o.o. Warszawa 004. [3] Wójtowicz P.: Ocena niecki osiadania nad tunelem drążonym tarczą TBM na przykładzie tunelu szlakowego II linii metra w Warszawie, praca dyplomowa, Politechnika Warszawska 01 r. [4] ITA-AITES Mechanized tunnelling. Recommendations and Guidelines for Tunnel Boring Machines (TBMs). 05.001. [5] AFTES Recommendations. Choosing mechanized tunnelling techniques. GT4R3A1. TC 3 000. [6] PN-EN 1997-1Eurokod 7: Projektowanie geotechniczne Część 1: Zasady ogólne. PKN 0.007. [7] Course on TBM Tunneling, Politechnika Warszawska, październik 011, M. Gatti, G. Mariani, Settlements and building behavior. kwiecień - czerwiec / 013 [43] 47