И. Я. Дорман

СЕЙСМОСТОЙКОСТЬ
ТРАНСПОРТНЫХ
ТОННЕЛЕЙ
И.Я. ДОРМАН

СЕЙСМОСТОЙКОСТЬ

ТРАНСПОРТНЫХ ТОННЕЛЕЙ

Издание второе,
дополненное и переработанное

МОСКВА 2000
УДК 624.195.042.7

Дорман И.Я. Сейсмостойкость транспортных тон-
нелей. — М.: ТИМР, 2000. 307 с., 2-е доп. и перераб.
изд.

В книге рассмотрены вопросы взаимодействия тоннельных
конструкций с грунтовым массивом, даны основы конструирова-
ния и расчета транспортных тоннелей в сейсмических районах,
освещен опыт строительства сейсмостойких конструкций горных
тоннелей на Байкало-Амурской магистрали, конструкций метро-
политенов Еревана, Ташкента и др., описаны методы обследова-
ния и восстановления тоннелей после землетрясений.

По сравнению с первым изданием (1986 г.) книга дополнена
конкретными примерами проектных решений сейсмостойких
конструкций тоннелей, а также «Руководством по проектирова-
нию подземных сооружений в сейсмических районах».

Книга предназначена для инженерно-технических работни-
ков, занимающихся исследованиями, проектированием, строи-
тельством и эксплуатацией тоннелей различного назначения и
метрополитенов.

Ил. 129, табл. 23, библиогр. 54 назв.

Д 52(03)-2000

ISBN 5-87010-107-7

©И.Я. Дорман, 2000

© Информационно-издательский центр «ТИМР», 2000
ПРЕДИСЛОВИЕ

Сейсмические воздействия на сооружения относятся к особым
воздействиям, которые проявляются, применительно к конкрет-
ным районам строительства, крайне редко. Но именно такое про-
явление землетрясений, особенно сильных, играет негативную роль
для инженерной деятельности, так как по прошествии достаточно
длительного времени между сильными и разрушительными зем-
летрясениями, их «уроки» забываются.

В настоящей книге автор не ставил целью осветить все аспекты
сейсмостойкого строительства даже по конкретным объектам транс-
портного тоннелестроения, поскольку эта проблема должна ре-
шаться комплексно на основе использования новейших достиже-
ний в области геологии и геофизики, сейсмологии и инженерной
сейсмологии, теории сейсмостойкости, проектирования и строи-
тельства сейсмостойких конструкций. По перечисленным науч-
ным отраслям и дисциплинам имеется обширная литература, а
также большой фактографический материал, содержащий резуль-
таты обследований различных инженерных сооружений после силь-
ных землетрясений.

Автор поставил своей задачей рассмотреть довольно узкий воп-
рос, связанный с надежным обеспечением сейсмостойкости под-
земных сооружений, и в частности транспортных тоннелей. Эта
область инженерной деятельности в силу ряд причин, основной
из которых является относительно малый объем строительства
подземных сооружений в сейсмических районах, и следовательно,
крайняя ограниченность материала по обследованию таких соору-
жений, не получила широкого освещения в печати.

Лишь сравнительно недавно в некоторых работах, в основном
отечественных авторов, стали освещаться отдельные вопросы сей-
смостойкости подземных сооружений, но в большинстве работ
проблема рассматривается аналитически. Предметом теоретичес-
ких исследований являются не конструкции транспортных тонне-
лей, а трубопроводы, гидротехнические тоннели, шахтные под-
земные сооружения, основные несущие элементы которых значи-
тельно отличаются от конструкций обделок транспортных тонне-
лей. В настоящей монографиии, имеющей инженерную направ-
ленность, автор попытался восполнить этот пробел.

При написании книги автор использовал данные научно-ис-
следовательских, теоретических и экспериментальных работ, экс-
периментального и рабочего проектирования, явившиеся резуль-
татом совместной деятельности ряда научно-исследовательских,
отраслевых, академических и учебных институтов, а также опыт
строительных организаций по сооружению транспортных тонне-
лей в сейсмических районах.

Книга состоит из восьми глав. Глава I содержит анализ поведе-
ния и повреждений тоннелей в сейсмических районах, оценку сте-
пени опасности влияния землетрясений на эксплуатацию подзем-
ных сооружений, в этих районах и дает возможность создать ре-
альные модели взаимодействия тоннельных конструкций с окру-
жающим грунтовым массивом при землетрясениях.

В главах 2 и 3 изложены методы расчета тоннелей глубокого и
мелкого заложения, сооружаемых открытым и закрытым способа-
ми. Рассматриваемые и рекомендуемые методы основываются на
использовании реальных закономерностей взаимодействия тон-
нельных обделок с грунтовым массивом. Эти главы содержат прак-
тический материал по расчету тоннелей на сейсмические воздей-
ствия, расширяющий требования действующих норм проектиро-
вания.

Глава 4 посвящена анализу экспериментальных исследований
сейсмического напряженно-деформированного состояния обделок,
изучению их динамических характеристик. Рассмотрены экспери-
менты с использованием сейсмической платформы и метода удар-
ных нагрузок с целью влияния отдельных факторов (таких как
форма выработки, ее конструктивное выполнение, изменение
свойств грунта) на динамику напряженно-деформированного со-
стояния обделок.

Глава 5 является наиболее информативной для конкретного
проектирования. В ней приводятся сведения по таким важным
вопросам, как сейсмомикротоннелирование тоннельных перехо-
дов, ранжирование тоннелей по степени сейсмостойкости, учет
заглубленное™ тоннельных конструкций при оценке интенсив-
4
ности сейсмического воздействия. Рассмотрены также общий по-
рядок расчета и конструирования сейсмостойких тоннельных об-
делок, а также способы достижения высокого качества работ, от
чего зависит эффективность применяемых антисейсмических ме-
роприятий.

Отечественный и зарубежный опыт проектирования и строи-
тельства тоннелей в сейсмических районах является предметом
рассмотрения в главе 6. В ней представлены и критически проана-
лизированы конкретные инженерные решения по обеспечению
сейсмостойкости обделок горных транспортных тоннелей и мет-
рополитенов.

Эффективность антисейсмических мероприятий в значитель-
ной степени зависит от достоверности закладываемых при проек-
тировании в расчетные зависимости исходных параметров — ди-
намических характеристик конструкций и сейсмологических па-
раметров грунтового массива. Такие данные с большой степенью
достоверности можно получить лишь от устанавливаемых на кон-
струкциях приборов, комплекс которых составляет основу инже-
нерно-сейсмометрической службы. Вопросы организации такой
службы на подземных сооружениях, и в частности, на транспорт-
ных тоннелях, рассматриваются в главе 7, где приведены методи-
ки выбора мест установки сейсмометрических приборов, кинема-
тических параметров регистрации, типов сейсмоприемников, орга-
низации работы инженерно-сейсмометрической службы и исполь-
зования получаемой от нее информации.

Последняя, 8 глава, посвящена вопросам ликвидации послед-
ствий землетрясений; в ней изложены методика обследования
подземных выработок после землетрясений и порядок организа-
ции ремонтных и восстановительных работ.

В приложении к настоящей книге дан методический материал
в виде «Руководства по проектированию подземных сооружений в
сейсмических районах». Поскольку соответствующие строитель-
ные нормы и правила отсутствуют, то Руководство в определен-
ной степени восполняет этот пробел.

И последнее. В настоящей монографии рассматриваются лишь
инженерные проблемы сейсмостойкости подземных сооружений
и не затрагивается вопрос о технико-экономической эффективно-
сти применяемых антисейсмических мероприятий.
Тлава 1

ИНЖЕНЕРНЫЙ АНАЛИЗ ПОВЕДЕНИЯ ПОДЗЕМНЫХ
СООРУЖЕНИЙ ПРИ ЗЕМЛЕТРЯСЕНИЯХ

1.1.	Значение анализа последствий землетрясений
для практики сейсмостойкого строительства

При разработке теории сейсмостойкости инженерных соору-
жений и норм их проектирования и строительства одним из ос-
новных источников информации о сейсмическом эффекте явля-
ются результаты обследования последствий землетрясений.

На конструкции, возводимые в сейсмических районах, в ос-
новном воздействуют нагрузки, подчиняющиеся случайным зако-
номерностям, в связи с чем задача определения эффекта такого
воздействия численными и экспериментальными методами чрез-
вычайно сложна. Поэтому трудно переоценить значение инже-
нерного анализа последствий землетрясений, который позволяет
установить типичные повреждения подземных конструкций, выя-
вить их слабые места, произвести сравнительную оценку сейсмо-
стойкости тоннелей различного конструктивного выполнения.

В отечественной и зарубежной литературе опубликовано много
сведений о поведении подземных конструкций во время земле-
трясений, порой весьма противоречивых. Известны случаи, когда
находившиеся под землей рабочие узнавали о происшедших зем-
летрясениях только поднявшись на поверхность [9, 12]. Зафикси-
рованы и другие случаи, когда тоннели в скальных грунтах оказы-
вались полностью разрушенными [47, 54]. По зарубежным лите-
ратурным источникам, только в XX в. многие тоннели во время
землетрясений, а также транспортные тоннели, которые попадали
в район эпицентра сильного землетрясения, всегда получали по-
вреждения различной степени (табл. 1.1).
Повреждения в тоннелях при землетрясениях

Место и время землетрясения	Магнитуда	Обшее число тон- нелей, получив- ших повреждения	Назначение тоннелей
Сан-Франциско (Калифор- ния, США), 18.04.1906 г.	8,3	2	Г идротехнический, железнодорожный
Канго (Япония), 01.09.1923 г.	8,2	150	Железнодорожные, автодорожные, пе- шеходные
Полуостров Идзу (Япония), 26.11.1930 г.	7,1	1	Железнодорожный
Анды (Центральный район Чили), 06.04.1943 г.	8,3	10	Железнодорожные, автодорожные
Фукуи (Япония), 28.06.1948 г.	7,3	1	Автодорожный
Южная Калифорния (США), 21.07.1952 г. и 22.08.1952 г.	7,7; 5,8	5	Железнодорожные
Анкоридж (Аляска, США), 27.03.1964 г.	8,4	11	То же

Имеющиеся в литературе данные о поведении подземных со-
оружений неравноценны по полноте описания, однако их систе-
матизация позволяет понять причины разрушений и дает возмож-
ность определить качественную, а в отдельных случаях и количе-
ственную сторону воздействия землетрясения на подземные со-
оружения. Фактические данные о поведении подземных сооруже-
ний позволяют выявить типичные повреждения конструкций, их
взаимодействие с грунтом при колебаниях, установить относитель-
ную сейсмостойкость и слабые места в обделках различных типов,
учесть качество строительных работ, разработать общие рекомен-
дации и конструктивные антисейсмические мероприятия.

Правильная оценка последствий землетрясения важна также и
в экономическом плане. Недооценка последствий землетрясения
может привести к значительным капиталовложениям на восста-
новление разрушенных тоннелей, а переоценка возможных разру-
шений подземных сооружений вызывает неоправданные затраты
при возведении этих конструкций.
1.2.	Результаты обследования подземных
сооружений после землетрясений

Повреждения в тоннелях особенно после сильных землетрясе-
ний в США (Калифорния, 1906 и 1952 гг.), Японии (Канто, 1923 г.,
Идзу, 1930 г.) и некоторых других странах, достаточно полно опи-
саны в литературе. Ниже приведены некоторые данные, имеющие
наиболее важное значение для общего анализа поведения подзем-
ных сооружений при землетрясениях.

Землетрясение 1906 г. в Сан-Франциско (США). Землетрясение
18.04.1906 г. [48] с магнитудой 8,3 и интенсивностью в эпицентре
до 10 баллов сопровождалось подвижками регионального текто-
нического сдвига Сан-Андреас, пересекающего Калифорнию с
северо-запада на юго-восток. Разлом, проходивший в 13 км от г.
Сан-Франциско, был вскрыт на длине более 400 км и вызвал зна-
чительные повреждения во всех населенных пунктах, расположен-
ных по сторонам от него на расстоянии до 35 км. В зону разлома
попали два тоннеля.

Водосбросный тоннель плотины р. Сан-Андреас, расположен-
ный в коренных породах, представленных частично серпентини-
том и диабазом, был перерезан тектоническим сдвигом массива, в
результате чего часть тоннеля, лежащая западнее сдвига, была сме-
щена к северу на 2,4 м. Припортальная часть этого тоннеля, имев-
шая обделку из каменной кладки толщиной около 42 см, была
разрушена на протяжении 8,5 км.

Аналогичные деформации сдвига обделки произошли в желез-
нодорожном тоннеле длиной 1890 м, расположенном в горах Сан-
та-Круц. Тоннель пересек сейсмотектоническую линию сдвига Сан-
Андреас в ее краевой части, где смешение крыльев было меньше.
Линия сдвига пересекла тоннель под углом 80° к его простиранию
на расстоянии 120 м от северо-восточного портала, в результате
чего обделка тоннеля смешена к югу по горизонтали на 1,5 м.
Отклонение оси тоннеля, сопровождающееся деформациями об-
делки от первоначального профиля, по мере удаления от места
разрыва неравномерно убывало и достигло нуля лишь на расстоя-
нии 1,5 км от места разрыва.

Землетрясение 1923 г. в Канто (Япония). Землетрясение 01.09.1923 г.
[53] с магнитудой 8,2 произошло на густозаселенной территории
и сопровождалось катастрофическими последствиями. Были раз-
рушены города Токио и Иокогама, располагавшиеся в 104 и 60 км
от эпицентра, находившегося в заливе Сагами. На выходящих из
Токио семи железнодорожных линиях подверглись деформациям
вплоть до разрушенния 82 из 116 тоннелей (табл. 1.2).

Тоннели располагались в основном по горным склонам в отно-
сительно слабых грунтах — аллювиальных отложениях, плотных
отвердевших глинах, в водонасыщенном илистом грунте, реже в
сцементированных отложениях вулканического пепла и лавы.
Наиболее значительные повреждения тоннелей описаны ниже.

Тоннели Хаконэ № 3 и 7 на линии Токайдо длиной соответ-
ственно 306 и 2300 м представляют собой по два спаренных одно-
путных тоннеля, проходящих вдоль склона. В припортальных ча-
стях, внешних по отношению к склону тоннелей, возникли широ-
кие поперечные трещины разрыва, деформации обделок на учас-
тках до 60 м в глубь тоннеля от порталов. Обделка во многих ме-
стах выпучилась в сторону склона, а на участке протяженностью
16,5 м — вертикально вверх. Внутренние по отношению к склону
тоннели пострадали меньше, что можно объяснить их более глу-
боким расположением от поверхности, однако и здесь было много
продольных и поперечных трещин, разрушений в обделке, осо-
бенно на порталах.

Большие разрушения произошли на одиннадцати тоннелях
линии Атами. Большинство тоннелей этой линии двухпутные под-
ковообразного сечения, проложены в косогорах. Породы пред-
ставлены слабоцементированным вулканическим пеплом с вклю-
чением обломков лавы. Обделки выполнены из тесаного камня
толщиной от 60 до 100 см. Во время землетрясения части тонне-
лей, прилегающие к большинству порталов, разрушились с обва-
лом склонов на протяжении нескольких десятков метров, а в мес-
тах соединения обделки сводов со стенами образовались много-
численные трещины. Восстановительные работы заключались в
замене обрушенных участков тоннелей выемками и укреплении
порталов укороченных участков тоннелей.

На линии Тюо обвал произошел посередине тоннеля Есэ (рис.
1.1) на расстоянии около 60 м от портала на протяжении 12 м.
Глубина заложения шелыги свода составляла 15 м. При восста-
новлении тоннеля завал расчистили с образованием выемки, за-
бетонировали новый железобетонный свод, затем тоннель засы-
пали.
Повреждения в железнодорожных тоннелях
во время землетрясения в Канто (Япония) в 1923 г.

Показатели повреждений	Направление линий от Токио							Итого
	Токайдо	Иокогама	Касуга	Атами	Тюо	Босо	Ходзе	
Число по- врежден- ных тон- нелей	16	2	13	И	15	1	24	82
Протяжен- ность по- врежден- ных участ- ков в своде (числитель) и на боко- вых стенах (знамена- тель), м: трешины	292,9	64,0	143,3	199,3	197,5	6,1	340,5	1243,6
	268,2	64,0	159,4	147,5	153,3	6,1	2147,3	2945,8
разломы	49,4	57,9	50,9	150,6	197,5	—	788,5	1294,8
	45,7	—	46,9	97,2	132,0	—	801,6	1123,4
обвалы	23,2	—	4,9	112,5	63,4	18,6	54,9	277,5
	3,7	—	8,5	—	63,4	—	28,0	103,6
деформа-	420,6	—	6,7	106,7	—	—	700,4	1234,4
ции	421,5	—	6,7	76,2	—	—	700,4	1204,8
Число по- вреждений порталов: трешины	14	4	8	3	10		12	51
разломы	—	—	1	5	1	—	16	23
обвалы	—	—	2	15	—	—	—	17
деформа- ции	—	—	—	—	3	—	—	3
Примечание. Для повреждений тоннелей и порталов принята следующая клас- сификация: трещины — нарушения, образовавшиеся при разрыве, не охваты- вающем все поперечное сечение тоннеля; разломы — разрывы и выломки в отдельных местах обделок; обвалы — обрушения крепления свода на большом протяжении с заполнением сечения тоннеля грунтом; деформации — измене- ние формы поперечного сечения тоннеля или портала и смешение его осей.								
Рис. LL Схемы тоннеля Есэ:

а _ схема засыпки после восстановления (штриховой линией показан обвал); б —
схема восстановления

На тоннеле Токэ линии Босо обвал произошел на участке дли-
ной около 70 м, при глубине заложения около 20 м. Работы по
восстановлению вели через четыре ствола сечением 2,5x2,5 м с
деревянной прямоугольной крепью. После расчистки завала выс-
тавили кружала и возвели новый кирпичный свод, затем провели
забутовку обрушенного объема грунтом через ствол.

Тоннель Намуя длиной 729 м был построен за 5 лет до земле-
трясения. Трасса тоннеля (рис. 1.2) проходит по невысоким хол-
мам, расположенным вдоль морского побережья, средние участки
трассы во многих местах пересекают орошаемые поля, несушие
много воды. Грунты, в которых проложен тоннель, представлены
третичными отложениями — туфитами и туфогенными сланцами.
Глубина тоннеля на значительном протяжении 9-15 м и лишь на
западном участке доходит до 90-150 м. Поперечное сечение тон-
неля подковообразное размером в свету 4,9x6,1 м. Свод выполнен
из кирпичной кладки, стены на участке туфогенных пород — из
бетона, а на остальных участках — из кирпичной кладки. В ре-
зультате землетрясения на значительном протяжении тоннеля ис-
казилась (в основном сузилась) первоначальная форма его обдел-
ки, полотно железной дороги во всей длине тоннеля сместилось.
Смещение отдельных частей обделки достигло 60 см на расстоя-
нии 350 м от одного из порталов в месте, где происходит резкая
смена горных пород и глубины заложения тоннеля. Смещение
тоннеля в плане объясняется как оползневыми явлениями (спол-
Рис. 1.2. Деформации тоннеля Намуя:

а — развертка обделки и сечения тоннеля в зоне обвала; б — продольный про-
филь; в — схема смешения оси тоннеля в профиле; г — то же в плане

занием водонасышенных пород со склонов), так и остаточными
упругими деформациями массива, о чем свидетельствуют много-
численные поперечные, косые и продольные трещины в обделке,
исказившие ее первоначальную форму.

В припортальных частях тоннеля образовались поперечные тре-
щины. На ряде участков в толще туфогенных пород обнаружены
обвалы бетонных стен, обрушение сводов с осыпанием породы
внутрь выработки (преимущественно на участках мелкого заложе-
ния). Участки максимальных разрушений тоннеля (на пикетах 40-
56) представляют собой по-существу ущелья с крутыми горными
склонами; грунт рыхл, подвижен и увлажнен; во время землетря-
сения массы грунта скользили по склонам, оказывая большое ди-
намическое давление на обделку. Из-за значительного бокового
давления со стороны массива на участке пикетов 42-60 ось тонне-
ля сместилась в направлении к морю.

Сведения о влиянии повторных землетрясений на поврежде-
ния искусственных сооружений в литературе встречаются редко.
Тем более интересно сообщение [24], сделанное через две недели
после сильного повторного толчка (афтершока) землетрясения в
Канто 15.01.1925 г. с эпицентром в том же месте, в заливе Сагами,
в результате которого тоннель Мономачи в г. Иокогама, уцелев-
ший при первом землетрясении, рухнул и завалил трамвайный
вагон. В горах в районе Иокогамы образовались глубокие трещи-
ны и оседания.

Землетрясение в северной части полуострова Идзу (Япония). Зем-
летрясение 26.11.1930 г. с магнитудой 7,1 и интенсивностью 8 бал-
лов в эпицентре было причиной больших разрушений. Во время
землетрясения вдоль тектонической линии с севера на юг возник
и быстро распространился по всей средней части полуострова Идзу
огромный сброс протяженностью 30 км. Поверхность, располо-
женная к востоку от линии сброса, сместилась к северу по отно-
шению к поверхности, расположенной на западе от линии сброса.
Горизонтальное смещение по измерениям в районе Танна, где сброс
отчетливо выявился, составляло около 100 см, при этом смещение
распространилось в глубь горного массива и вызвало деформацию
строящегося в этом районе железнодорожного тоннеля длиной 7,8
км, пересекающего почти под углом 90° в плане линию сброса.

К моменту землетрясения тоннель был пройден не полностью.
От левого (западного) портала было пройдено 3630 м, когда был
встречен илистый, насыщенный водой слой грунта. На этом уча-
стке глубина заложения тоннеля от дневной поверхности состав-
ляла около 150 м (максимальная глубина тоннеля 530 м). Район
тоннеля оказался эпицентральным, над ним прошла образовав-
шаяся при землетрясении тектоническая линия разрыва. В резуль-
тате смещения массива в обделке образовались четыре сквозные
трещины на расстоянии 3,5 км от левого портала, там, где глини-
сто-илистый водонасыщенный слой грунта в месте наименьшего
заложения тоннеля от поверхности. Главная трещина дала смеше-
ние обделки влево и вниз на 2,44 м, при этом в течение следующе-
го месяца это смещение ежедневно увеличивалось на 0,01 мм.
Никаких обвалов и разрушений, за исключением незначительных
трещин в стенках обделки тоннеля, прилегающих к месту разры-
ва, не было, лишь основание приобрело незначительную ступен-
чатость. Три другие трешины, явившиеся продолжением трех по-
бочных плоскостей сбросов, пересекающих тоннель, были незна-
чительны по сравнению с основной.

Землетрясения 1952 г. в Южной Калифорнии (США). Два силь-
ных подземных толчка, происшедших 21.07.1952 г.22.08.1952 г.,
вызвали повреждение многих сооружений [47]. Первое землетря-
сение с магнитудой 7,7 было связано со скольжением массива по
разлому Уайт-Уолф, проходящему перпендикулярно разлому Сан-
Андреас. Повторное землетрясение имело магнитуду 5,8. По мак-
росейсмическим данным оба эти землетрясения были слабее, чем
ранее землетрясение 1906 г. Но очаг землетрясения 1952 г. нахо-
дился в пределах населенной территории на глубине всего 16 км,
поэтому последствия землетрясения были весьма значительными:
в частности, были разрушены практически полностью четыре из
пятнадцати железнодорожных тоннелей в округе Керн, где трасса
дороги пересекала линии сброса.

Землетрясение 1943 г. в Андах (Центральный район Чили). Силь-
нейшее землетрясение 06.04.1943 г. с магнитудой 8,3 привело к
значительным повреждениям припортальных участков тоннелей,
проложенных в скальных породах и отстоявших от эпицентра на
расстоянии 90 — 100 км.

Фукуйское землетрясение 1948 г. (Япония). Магнитуда этого зем-
летрясения составила 7,3, но в эпицентральной области железно-
дорожных тоннелей не было. Появились повреждения в автодо-
рожном тоннеле, расположенном недалеко от г. Кумазаки. Были
повреждены порталы тоннеля, сложенные из кирпича. В сводах
наблюдались трешины и частичное разрушение.

Анкориджское землетрясение 1964 г. на Аляске. После землетря-
сения 27.03.1964 г. с магнитудой 8,4 на железной дороге наблюда-
лись значительные повреждения в результате оползней, обвалов и
т.д. Однако повреждения в одиннадцати тоннелях, проходящих
через метаморфические и осадочные горные породы на расстоя-
нии 90 — 150 км от эпицентра, были незначительными: они выра-
зились в выпадании кусков породы в кровле и отдельных повреж-
дениях порталов.

Представляют интерес сведения об ощущениях, при землетря-
сениях, отмеченные обслуживающим персоналом подземных гид-
роэлектростанций в Японии (табл. 1.3). При расположении эпи-
центров на расстоянии 10 — 20 км в подземных сооружениях ощу-
щались сильные вертикальные колебания; при больших эпицент-
ральных расстояниях (100 км и более) землетрясения остались
незамеченными [22].

В 80 — 90-е годы издано несколько хорошо иллюстрированных
монографий, в которых освещены последствия отдельных земле-
трясений как прошлого, так и недавнего времени; особого внима-
ния заслуживают фундаментальные работы С.В. Полякова [25] и
Д.А. Эйби [48]. Однако в них нет новых данных о поведении под-
земных сооружений во время землетрясений за рубежом, поэтому

Таблица 1.3.

Данные о землетрясениях в Японии,
происшедших вблизи подземных электростанций

Показатель	Электростанция					
	Миборо	Койна	Миборо	Кузурю	Кисеняма	Кинугава
Место земле- трясения	Кита- Мино	Койна	Западная часть префектуры Гифу			Хигаши — Мацуяма
Дата	19.08.61 г.	11.12.67 г.	09.09.69 г.	09.09.69 г.	09.09.69 г.	01.07.68 г.
Магнитуда зем- летрясения в эпицентре	17,0	7,0	7,0	7,0	7,0	6,1
Окружающие породы	Кварце- вый пор- фир	Базальт	Кварце- вый пор- фир	Сланец	Песчаник	Липарит
Глубина стан- ции, м	260	150	260	140	300	60
Расстояние от эпицентра, км	20	1-5	~30	~30	140	100
Ощущения персонала под- земных стан- ций	Сильные вертикаль- ные колебания		Горизон- тальные колеба- ния	Сильное землетря- сение	Землетрясение по- чти не ощущалось	
приведенные выше материалы можно считать достаточно полны-
ми.

В СССР районы, в которых возможны землетрясения интен-
сивностью 6 баллов и более, занимали около 30 % территории.
Только зоны 8- и 9-балльной сейсмичности охватывали площадь
около 1235 тыс. км2. Расположены они были в республиках, где
велось большое промышленное, транспортное и гражданское стро-
ительство, все более сопровождающееся освоением подземного
пространства.

В отечественной литературе до землетрясения !°66 г. в Таш-
кенте практически не было сведений о поведении и разрушениях
подземных сооружений различного назначения в результате зем-
летрясений. Отмечено [33], что в условиях Байкальской рифтовой
зоны происходили деформации железнодорожных сооружений,
в том числе тоннелей. На Кругобайкальской железной дороге
при 7-балльном землетрясении 28.09.1904 г. около тоннеля № 36
(70 км от эпицентра) произошел крупный обвал.

При Танну-Ольском землетрясении 09.07.1905 г. в тоннеле № 35,
расположенном на расстоянии 500 км от эпицентра, по сбросу
сместился горный массив, и было разрушено несколько колец тон-
неля.

Результаты обследования поврежденных после землетрясений
тоннелей, подземных коллекторов, трубопроводов и других под-
земных конструкций в нашей стране, по сравнению с разрознен-
ными зарубежными аналогичными данными, дают большой фак-
тический материал, позволяющий четко проследить связь повреж-
дений с инженерно-геологическими характеристиками района стро-
ительства, конструкцией обделок, методами и качеством произ-
водства строительных работ. В монографиях [35, 42] подробно рас-
смотрены повреждения подземной сети трубопроводов во время
Ташкентского землетрясения 1966 г. и частично даны результаты
обследований подземных выработок Чиркейской ГЭС после зем-
летрясения в Дагестане в 1970 г. Ниже приведены дополнитель-
ные сведения о повреждениях подземных сооружений во время
последнего из указанных землетрясений, а также анализируются
последствия Газлийских землетрясений 1976 г. и землетрясения
1977 г. в Таджикистане.

Землетрясение 1970 г. в г. Дагестане. На территории Дагестана
14.05.1970 г. произошло сильное землетрясение интенсивностью в
эпицентре (в 33 км северо-западнее Махачкалы) 8 баллов. Его
магнитуда составляла 6,6 при глубине очага 13 км. После первых
толчков ощущались сильные повторные толчки (авторшоки) в
последующие дни, а толчки силой до 4 — 5 баллов продолжались
в течение многих недель после землетрясения. В этом районе по-
добных землетрясений не наблюдалось около 140 лет. На террито-
рии, где произошло землетрясение, велось строительство Чиркей-
ской ГЭС на горной р. Сулак. В комплекс сооружений Чиркейс-
кой ГЭС входили тоннели для временного и эксплуатационного
водосбросов, транспортные (строительные и постоянный автодо-
рожный) тоннели, дренажные и цементационные штольни (пос-
ледние расположены на пяти горизонтах по высоте плотины у
обоих берегов реки).

Конструкция обделок автодорожного и водосбросного тонне-
лей выполнена в основном из монолитного железобетона марки
200 — 300. На участках больших тектонических нарушений авто-
дорожного тоннеля в своде расположены металлические кружаль-
ные арки, устанавливаемые при временном креплении. Постоян-
ная обделка штолен бетонная, а на участках, прилегающих к кань-
ону, железобетонная.

На основном сооружении — постоянном водосбросе — были
забетонированы лоток и нижняя часть стен. Свод был закреплен
металлическими анкерами с сеткой. Анкеры длиной около 2 м
имели клиновидный замок.

Створы тоннелей расположены в крыле антиклинального под-
нятия. Залегание грунтов спокойное, падение их пологое под уг-
лами 8 — 12°. Грунты — от сильно трещиноватых до трещинова-
тых, последние преобладают. Грунты пониженной устойчивости
приурочены к участкам тектонических трещин и залеганию про-
слоев пластичных глин в своде тоннелей. Сейсмичность района 8
баллов. Вблизи тоннелей проходит крупный сброс с амплитудой
до 30 м. Ширина зоны сброса 200 — 300 м. В связи с этим круп-
ным тектоническим нарушением скальные массивы на левом и
правом берегах р. Сулак разбиты тектоническими трещинами со
смещением до 0,5 — 1 м и более, что хорошо прослеживалось при
проходке. Направление простирания трещин под острым углом к
оси тоннелей и перпендикулярно к ней. Углы падения трещин
изменяются от 30 — 40 до 80 — 90°.

Тоннели Чиркейской ГЭС дали впервые возможность просле-
дить за поведением подземных сооружений большого поперечно-
го сечения после разрушительных землетрясений.
Обследование показало, что тоннели получили ряд поврежде-
ний различной степени: от незначительных волосных трещин до
смешений в конструкциях постоянной обделки и от незначитель-
ных осыпей до больших (в несколько десятков кубометров) выва-
лов породы вместе с анкерами на участках, закрепленных времен-
ной крепью. Объем вывалов по всем тоннелям составил около 400 м3.
Наиболее крупный вывал породы объемом до 30 м3 вместе с янке-
рами и сеткой произошел из свода эксплуатационного водосбро-
са. Почти на всем протяжении тоннеля отмечены отслоения мел-
ких кусков породы (заполнителя тектонических трещин) и не-
большие (объемом 0,5 — 3 м3) вывалы породы со стен и свода
выработок, образовались также заколы породы. Эти вывалы мож-
но объяснить тем, что порода была разбита на отдельности и бло-
ки системой взаимно перпендикулярных соскладчатых и тектони-
ческих крутопадающих трещин, идущих под острым углом к про-
дольной оси тоннеля, и пологопадаюшими пластами. При земле-
трясении анкерная крепь в отдельных местах не смогла удержать
кровлю. В подобных случаях не следует, по-видимому, сооружать
обделку с анкерным креплением как постоянную, а при примене-
нии анкеров в качестве временного крепления длину их прини-
мать с учетом вероятных размеров зоны разрушения.

В нескольких местах в лотке и стенах железобетонной обделки
водосбросного тоннеля и дренажных штолен образовались сквоз-
ные трещины шириной до 15 мм, расположенные перпендику-
лярно оси тоннелей. Над входным порталом подходной выработ-
ки к цементационной штольне 3-го горизонта правого берега по
соскладчатым трещинам и трещинам бокового отпора произошло
раскрытие трешин до 12 — 15 см длиной от 3 до 12 м (рис. 1.3), а
на незабетонированных участках обрушилась деревянная крепь.

Интенсивные деформации произошли и в автодорожном тон-
неле длиной 795 м. Порода, в которой пройден тоннель, имеет
систему тектонических трещин с различным азимутом падения и
простирания и углом падения. Заполнены трещины кальцитом,
окислами железа, аргиллитоподобной глиной, раздробленным из-
вестняком. Обделка тоннеля бетонная и железобетонная, имеются
участки с забетонированной арочной крепью. Порталы железобе-
тонные.

После землетрясения у обоих порталов обнаружены большие
осыпи с многочисленными трещинами. Во время проходки этого
тоннеля происходили
значительные выва-
лы, которые перед
возведением посто-
янной обделки были
забучены. В припор-
тальном участке вы-
ходной части тонне-
ля (со стороны ниж-
него бьефа) на про-
тяжении нескольких
десятков метров име-
ются кольцевые тре-
щины и сколы в ос-
новном по холодным
швам, хотя обделка
здесь железобетон-
ная. Глубина трещин
от нескольких санти-
метров до 30 — 40 см
и более, а ширина их
до 5 мм. Площадь
каждого из многочис-
ленных сколов дости-
гает 40 см2.

Рис. 1.3. Схема повреждений в массиве грунта над
порталом цементационной штольни:

1 — анкеры длиной 2,5 м в припортальном откосе;
2 — неустойчивые блоки породы, разбитые трещи-
нами (объем обрушившейся породы 120 м3); 3— тре-
щины, 4— вывал; 5— известняки; 6— клиношеле-
вые анкеры длиной 2 м; 7— металлическая сетка по
своду

На значительном протяжении тоннеля (около 300 м) образова-
лись трещины шириной до 12 мм между стеной с водоотводным
лотком и основанием тоннеля, а по своду — система продольных
непрямых изломных трещин с разветвлениями шириной до 5 мм.
На этих участках не отмечены тектонические нарушения в масси-
ве, но проходит стратиграфическая граница пород с коэффициен-
тами крепости по Протодьяконову от 4 до 7. Существенную роль
в образовании продольных трещин на участке со сменой вида по-
род сыграли два фактора: разновидность основания под лотковой
частью и стенами и наличие высоких сейсмических напряжений.

Лоток и конструкция проезжей части были выполнены из мо-
нолитного бетона, уложенного на насыпной слой разрыхленной
породы толщиной до 1,5 м, а бетон водоотводного лотка и стен —
на монолитное скальное основание. При прохождении сейсми-
ческих волн вследствие разности скоростей движения участков
грунта разной плотности лоток и стены получили различное смеше-
ние, в результате чего появились продольные трешины в обделке.
Повреждения в виде волосных трещин до 1 — 2 мм и сколов были
обнаружены в местах сопряжений камер с основным тоннелем.

Газлийские землетрясения 1976 г. в Кызыл-Кумах. Эпицентраль-
ные зоны землетрясений, происшедших 08.04.1976 г. и 17.05.1976 г.
находились в западном Узбекистане, в 30-40 км севернее поселка
Газли. Средняя магнитуда первого землетрясения составляла 7, а
второго — 7,3, а интенсивность сейсмического воздействия в эпи-
центральных зонах — соответственно 8 и 9 баллов [3].

При проведении комплексных обследований осмотру и анали-
зу были подвергнуты подземные коммуникации поселка Газли и
города Бухары, находящегося в 150 км от эпицентра, а также дру-
гие сооружения в зоне землетрясения. Интерес для изучения пред-
ставляли трубы большого сечения под полотном современной ав-
томобильной магистрали между городами Навои и Заравшан, ори-
ентированной с севера на юг в меридиональном направлении.
Дорога представляет собой насыпь высотой до 4 м, сложенную
мелкозернистым песчаным грунтом естественной влажности. В
качестве подготовки под дорожное покрытие использована галеч-
но-шебеночная смесь толщиной слоя до 30 см, на которую поло-
жен асфальт с включением крупноразмерных фракций гальки.

В местах пересечения с водотоками, а также для пропуска воз-
можных паводковых вод в теле насыпи устроены водопропускные
отверстия трех типов в виде железобетонных труб круглого и пря-
моугольного сечения из сборных цельносекционных элементов. В
конструкциях всех типов по периметру между торцевыми пазами
смежных элементов уложено гидроизоляционное уплотнение из
пенькового жгута, пропитанного битумом. Конструктивные связи
между смежными элементами не предусмотрены, за исключением
зачеканки изнутри кольцевых стыков цементно-песчаным раство-
ром. Подпорные стенки у выходов труб также не имеют конструк-
тивных связей со сборными элементами.

На участке автомобильной дороги, имеющей протяженность
более 200 км, построено около 300 труб. Подробное визуальное
обследование с зарисовкой деформаций и фотографированием
повреждений было выполнено на участке между 140- и 170-м ки-
лометрами, где было осмотрено около 90 труб. К моменту обсле-
дования во всех трубах вода отсутствовала, основание труб изнут-
ри было в большинстве случаев занесено песком с глинистыми ча-
стиками. Обследуемый участок располагался примерно в 40-60 км
от эпицентра землетрясения.

В результате второго землетрясения большая часть труб под
насыпью автодороги получила повреждения различной степени.
Все повреждения труб с учетом степени их тяжести можно услов-
но разделить на пять типов: тип I — (самые легкие) — трещины
между порталом и телом трубы; тип II — смешение стенок порта-
ла; тип III — раздвижка секций труб с образованием сквозных
шелей; тип IV — смешение секций труб в профиле и плане; тип V
(наиболее тяжелые повреждения) — трещины в вутах труб.

На основании статистической обработки данных о 288 повреж-
дениях 48 труб были получены полигоны распределения (рис. 1.4);
для круглых и прямоугольных труб вычислены средневзвешенные
значения степени тяжести повреждений п1. и средние квадратич-
ные отклонения oi частных значений от средних. Из кривых рас-
пределения следует, что прямоугольные трубы получили большие
повреждения (степень тяжести 2,81) по сравнению с круглыми
трубами (степень тяжести 2,12). Этот результат подтверждает луч-
шую восприимчивость к сейсмическим воздействиям круговых
конструкций по сравнению с прямоугольными.

Наиболее характерны следую-
щие повреждения.

Труба 1 (тип повреждений III).
Обнаружены смещения подпорных
секций с восточной стороны и тре-
щина в портальной стенке. Стен-
ки отошли от секций и наклони-
лись с раскрытием в верхней час-
ти до 10 см.

Труба 2 (тип повреждений I).
Обнаружена раздвижка секций от-
носительно друг друга по всему
периметру до 5 — 7 см и более с
образованием сквозных трещин в
растворе заделки стыков, особен-
но у портальных участков. По ри-
гелям в местах вутов обнаружены
горизонтальные трещины в 10 из
17 секций.

Рис. 1.4. Распределение степени по-
вреждаемости труб под насыпью ав-
томобильной дороги после Газлийских
землетрясений 1976 г.:

кривые распределения: 1 — для круг-
лых труб (число труб ^=126; сте-
пень тяжести, или средняя тяжесть,
повреждений = 2,12; о1ср = 0,41);

2 — для прямоугольных труб (N2 =
= 162; п2 = 2,81; о,сп = 0,72)
Наибольшие повреждения конструкций труб обнаружены со
стороны очага землетрясения (с западной части). Здесь в резуль-
тате раскрытия верхних стыков произошло выпадание жгута уп-
лотнения. В местах примыкания секций различного поперечного
сечения появились вертикальные трещины в нижней части верх-
него ригеля секций. В стенках этих же секций обнаружены много-
численные сквозные трещины толщиной до 2 мм. Все четыре под-
порные стенки наклонились в сторону от трубы, по направлению
ее продольной оси, в результате чего образовался зазор между тру-
бой и стенкой шириной в верхней части 5-10 см, причем со сторо-
ны очага землетрясения раскрытие было меньшим.

Труба 3 (тип повреждений II). В пяти стыках обнаружены тре-
щины между секциями, большинство из них со стороны очага.
Подпорные стенки отошли с обеих сторон трубы. На ригелях сек-
ций, в местах примыкания конструкций разного типоразмера, также
обнаружены вертикальные трещины. Следует отметить, что каче-
ство работ при сооружении труб, получивших повреждения по типу
II (размеры секций, их стыкование в плане и профиле, заделка
раствором), было выше качества укладки труб, повреждения кото-
рых отнесены к типу I.

Труба 4 (тип повреждений II). Со стороны, противоположной
очагу, отошли подпорные стенки. Между всеми секциями обнару-
жены трещины в заделке стыков. Из стыков внутрь трубы провис-
ли гидроизоляционные жгуты уплотнения. Со стороны очага про-
изошло смешение на 4-5 см секций «лесенкой» относительно друг
друга в плане и профиле. Полотно дороги просело. Имелись по-
вреждения в смежных секциях обоих типоразмеров, подобные
повреждениям труб 2 и 3.

Труба 5 (тип повреждений III). Все стыки разошлись до 5-6 мм.
На припортальных участках в трубу просыпалась часть грунта, в
результате чего просела дорога. Подобные повреждения обнару-
жены и во многих других трубах.

К моменту обследования (на вторые сутки после землетрясе-
ния) производился временный ремонт дороги путем подсыпки
щебня и укладки сверху асфальтового покрытия без ремонта водо-
пропускных труб.

Основной вывод, который позволяет сделать анализ, — трубы
под насыпями получили достаточно серьезные повреждения. Для
возможности дальнейшей эксплуатации как дорожного полотна,
так и водопропускных труб необходимы ремонтные работы. На
выходных участках, на секциях большего размера полопались мно-
гие вуты, что свидетельствует о развитии больших моментов в
верхних ригелях от динамических нагрузок налегающей толщи
грунта.

Смешения почти всех подпорных стен, которые не были со-
единены с основной конструкцией труб, свидетельствуют о коле-
баниях водопропускной конструкции в целом с большой ампли-
тудой. При этом можно предположить, что в результате виброуп-
лотнения песчаного основания подпорные стены как бы вреза-
лись в песчаный грунт и отошли от тела труб.

Все повреждения характеризуют продольное сейсмическое воз-
действие, поэтому секции труб имеют трещины и сколы не на
срединных участках, а лишь в местах стыков двух соседних эле-
ментов. Вследствие соударений откалывались бетонные лещадки,
расстраивались стыки, выпадало гидроизоляционное уплотнение.

Анализ данных, полученных при обследовании, показал, что
укладка звеньев труб и подпорных стен, у входных участков без
связей между собой приводит при землетрясениях к расстройству
конструкций. Для дальнейшей эксплуатации требуются большие
по трудоемкости ремонтные работы; их стоимость значительно
превышает те дополнительные затраты, которые следовало сде-
лать при строительстве этих конструкций с учетом возможных
сейсмических воздействий.

Баткено-Исфаринское землетрясение. Землетрясение 31.01.1977 г.
с магнитудой 6,4-6,5 охватило ряд районов Узбекистана, Кирги-
зии и Таджикистана. На расстоянии 15 км от эпицентра в районе
г. Шураб расположены подземные шахтные выработки, включаю-
щие стволы, околоствольные дворы, штреки, квершлаги. После
землетрясения [36] в бетонных конструкциях околоствольного двора
шахты № 8, расположенной в глинистых грунтах на глубине 326 м,
образовались трещины шириной до 12 мм, с местными вывалами
бетона площадью до 0,5 м2. Металлическая крепь западного поле-
вого штрека, пройденного по границе пластов гравелита и песча-
ника, деформировалась, а деревянная разрушилась. Здесь же вы-
работки, пройденные по песчаникам и сланцам, получили незна-
чительные повреждения. Конструкции шахты № 1-2 получили бо-
лее тяжелые повреждения: трешины в бетоне шириной до 70-80 мм,
значительные деформации металлической крепи, вывалы бетона
площадью до 6 м2.
Эти данные показывают, что при сейсмических воздействиях
подземные конструкции повреждаются даже на больших глуби-
нах, при этом повреждения проявляются сильнее в относительно
слабых породах (пески, глины), в местах сопряжений различных
конструкций, на границах грунтовых пластов.

1.3.	Основные выводы из анализа повреждений
подземных сооружений при землетрясениях

Фактические данные о повреждениях тоннелей во время силь-
ных землетрясений свидетельствуют о многообразии остаточных
деформаций обделок, выражающихся в появлении большого чис-
ла разноориентированных трещин, искажении первоначальной
формы конструкции, нередко с обрушением ее сводов.

Можно выделить следующие характерные особенности и ос-
новные закономерности появления деформаций тоннелей при зем-
летрясениях:

наибольшие остаточные деформации тоннельных обделок воз-
никают на участках тоннелей, расположенных вдоль горных скло-
нов, в местах смены литографического состава грунтов, при изме-
нении глубины заложения тоннелей вследствие резкого измене-
ния рельефа;

степень устойчивости тоннельных обделок при прочих равных
условиях пропорциональна крепости грунтов;

повреждения обделки тоннелей на участках мелкого заложения
являются наибольшими по сравнению с повреждениями глубоко
заложенных участков тех же тоннелей;

случаи обрушения обделок лишь в отдельных местах на огра-
ниченных площадях указывают на то, что существенное увеличе-
ние горного давления, обусловливаемое землетрясением, в значи-
тельной степени связано с местными нарушениями в массиве грун-
та, такими, как, например, наличие водонасыщенных грунтов, а
также нарушениями технологии производства строительных ра-
бот (появление раздробленных грунтов вокруг выработки после
буровзрывных работ, плохая засыпка котлованов, некачественное
нагнетание и др.);

случаи обрушения грунта в тоннелях, пройденных в скальных
массивах без постоянного крепления, объясняются наличием вы-
соких сейсмических напряжений в массие;
порталы большинства тоннелей получают повреждения и раз-
рушаются независимо от того, из какого материала они выполне-
ны. В лучшем случае на припортальных участках по всему пери-
метру обделки возникает много продольных и поперечных тре-
щин. Это явление является результатом влияния инерционных сил
от давления грунта на припортальные подпорные стены, особен-
но при большой крутизне откоса у портала тоннеля;

при пересечении трассой тоннеля действующих тектонических
трешин возможно смешение смежных участков обделки (незави-
симо от типа ее конструкции) на расстояние до нескольких десят-
ков сантиметров от первоначальной оси тоннеля в поперечном к
оси трассы направлении;

вывалы больших объемов грунта вместе с анкерами со сводов
выработок показывают, что при резко выраженном напластова-
нии грунтов серьезную опасность представляют участки, закреп-
ленные короткими металлическими анкерами с клиновыми го-
ловками. В подобных условиях целесообразно применять, во-пер-
вых, анкеры большей длины и, во-вторых, с целью увеличения
сил трения — железобетонные анкеры;

большое влияние на работу подземных трубопроводов при зем-
летрясениях оказывают грунтовые условия. Наибольшие разруше-
ния подземных сооружений отмечены в рыхлых неуплотненных
грунтах, а также в местах контакта грунтов с резко отличающими-
ся физико-механическими свойствами.

Рассмотрим причины, которые могут вызывать деформации
тоннельных обделок. На первый взгляд кажется, что подземные
сооружения при колебаниях грунтового массива находятся в луч-
шем положении по сравнению с наземными, поскольку грунто-
вый массив, в котором расположен тоннель, активно воздействует
на обделку, но одновременно сам же служит препятствием для ее
перемещения. Но этот тезис может быть принят в качестве основ-
ной гипотезы, объясняющей причину возникновения дополни-
тельных внешних сил на обделку только в том случае, если пред-
положить, что силовое воздействие при сейсмических возмуще-
ниях оказывают только инерционные силы от грунта и самой об-
делки. Но как показали расчеты, приведенные в [35], дополни-
тельное инерционное давление грунта не может вызвать в конст-
рукциях усилий, приводящих к разрушению обделок.

Для подземных сооружений инерционные силы от элементов
конструкции являются лишь частью сейсмической нагрузки, при-
том не всегда большей, а основным видом воздействия является
изменение напряженного состояния грунтового массива при рас-
пространении сейсмических волн.

Конструкция подземного сооружения, имеющая жесткость,
отличную от жесткости грунтового массива, искажает поле сейс^
мических волн, поэтому в грунте вокруг подземной выработки
образуются зоны концентрации напряжений. Если конструкция
имеет достаточную гибкость, то она будет следовать за смещение
ми и деформациями грунтового массива. Если же конструкция
имеет жесткость большую, чем жесткость окружающего массива
то на границе с обделкой поле сейсмических волн претерпевае]
изменения, вызывая концентрацию напряжений в грунте вокруг
обделки.

В отличие от зданий и сооружений, длина которых значитель-
но меньше длин сейсмических волн (поэтому можно считать, чтс
все точки основания этих сооружений будут совершать одновре-
менно одни и те же перемещения), в тоннелях отдельные участкг
(кольца) будут перемещаться неодновременно, т.е. хотя они и бу-
дут подчиняться общему закону движения, перемещения их буду
сдвинуты во времени.

Чтобы решить вопрос о том, каким образом можно прогнози
ровать возможные деформации обделок и предусматривать тот илг
иной комплекс мероприятий, чтобы свести к минимуму ущерб о'
землетрясения, следует, в первую очередь, рассмотреть и проана-
лизировать возможные случаи трассирования тоннелей в грунто-
вом массиве, представляющем собой так называемую породнук
геосистему [1, 23].

Как бы ни был расположен тоннель в такой породной геосис-
теме в результате землетрясения, захватывающего данную область
происходит сотрясение тоннеля, связанное с движением всей по
родной геосистемы по тому или иному закону, т.е. сотрясение i
рассматриваемом случае является реакцией системы на возбужде-
ние, связанное с приходом и прохождением через нее сейсмичес
ких волн.

Все многообразие взаиморасположения горных тоннелей в по
родной геосистеме можно в первом приближении свести к не
скольким типичным случаям.

В случае расположения горного тоннеля в антиклинальных ил!
синклинальных областях, когда напластование горных пород ори
ентировано в основном в вертикальном направлении, в завися
26
мости от рельефа тоннель может находиться на больших глубинах
(базисный вариант) или трассироваться по склонам (склоновый и
мысовый варианты). В зависимости от протяженности тоннеля
здесь может встретиться участок пересечения седловины, где глу-
бина заложения будет минимальной.

При таких случаях трассирования в зонах, где отсутствуют тек-
тонические нарушения, взаимодействие тоннеля с грунтовой сре-
дой происходит в условиях совместности деформаций и переме-
щений в упругой стадии, и это наиболее характерный вид взаимо-
действия, распространяющийся на 90 — 95 % длины трассы, даже
в условиях сильной тектонической раздробленности. Здесь воз-
можна достаточно строгая математическая постановка задачи о
взаимодействии тоннеля и грунта с целью оценки сейсмического
напряженного состояния как массива, так и конструкции. Однако
практически по трассам тоннелей всегда встречаются зоны ослаб-
ленных пород, обусловленные тектоническими разрывными сме-
шениями, которые в той или иной степени снижают прочность и
монолитность естественного основания. Тектонические разрыв-
ные нарушения (разрывы сплошности в результате надвигов, сбро-
сов и пр.) представляют одну из характерных черт дислоцирован-
ных массивов горных пород горноскладчатых областей.

В зависимости от истории формирования разрыва, типа вме-
щающих пород, особенностей последних по времени тектоничес-
ких процессов и изменений тектоническая зона нарушений мо-
жет иметь различные размеры и находиться в том или ином физи-
ческом состоянии. Такие зоны вызывают наибольшие осложне-
ния при строительстве тоннелей, несмотря на то что их суммар-
ная протяженность составляет всего несколько процентов длины
трассы.

Тектонические зоны нарушений представляют собой линейно
вытянутые плоскости, образовавшиеся в результате местного дроб-
ления пород. При тектоническом смешении двух частей массива в
плоскости разрыва происходит дробление пород, тонкое истира-
ние и размалывание обломков, которые отделяются от стенок тре-
щины и вовлекаются в движение трещинами поверхностей текто-
нического разрыва. Неотектонические подвижки приводят к вто-
ричному раздроблению ранее консолидированных разломов, при
этом инженерно-геологическая значимость тектонических зон
°пределяется как свойствами заполнителя (брекчии и милонит),
так в значительной степени и состоянием примыкающей к текто-
ническому шву скальной породы. Брекчии или милонит, слагаю-
щие тектонический шов, могут быть хорошо уплотнены и водо-
непроницаемы, зато примыкающая к ним скальная порода, на-
оборот, может быть сильно трещиноватой и водопроницаемой.

Тектонические зоны и связанные с ними семейства оперяю-
щих и сопряженных трещин нарушают монолитность скальных
пород и обусловливают их механическую неоднородность, при этом
модули деформации на сжатие и сдвиг тектонических брекчий и
милонитов снижаются во много раз (до десятков и даже сотен).
Так, по данным Д.П. Прочухана [26], для гранита средней трещи-
новатости модуль деформации Ео = (1— 2) 104 МПа, а для брекчии
из этого же гранита с милонитовым заполнением Ео = (1—2)10’
Мпа в сухом состоянии и 100—200 МПа при влажности 5—10 %.

Следовательно, при расчете таких участков на сейсмические
воздействия следует иметь в виду также возможное значительное
изменение физических свойств горных пород.

При учете необратимых смещений при неотектонических под-
вижках вдоль плоскости тектонического шва при землетрясениях
конструкция тоннеля будет разорвана и смешена. Сложность зак-
лючается в том, чтобы определить, насколько вероятно такое сме-
шение массива по шву и каковы возможные размеры смещения.
Если смещение составит десятки сантиметров и даже метры (по
зарубежным данным это наблюдалось в исключительных случа-
ях), то здесь единственно разумной альтернативой является по-
пытка избежать встречи с таким разломом на стадии трассирова-
ния при проектировании тоннеля. Если же величина неотектони-
ческих подвижек по данным сейсмологических изысканий будет
находиться в пределах нескольких десятков сантиметров, то со-
временные конструктивные решения позволяют в этом случае обес-
печить, во-первых, относительную сохранность тоннеля без мас-
совых обрушений в зонах подвижек и, во-вторых, привести кон-
струкцию тоннеля в работоспособное состояние в сроки, не пре-
вышающие сроки восстановительных работ на железнодорожной
линии или автомобильной дороге в целом.

Решение этих вопросов зависит уже не столько от использова-
ния расчетных методов, сколько от выбора правильного варианта
инженерной защиты тоннеля от землетрясения.

В припортальных участках тоннелей наблюдается другой тип
повреждений, связанный с иным характером воздействия земле-
трясения на выработку, а именно: инерционное воздействие масс
грунта, теряющих устойчивость при колебаниях массива. Инер-
ционное воздействие масс грунта также будет играть главную роль
в случае сооружения тоннелей на неглубоком залегании, а также
при строительстве метрополитенов открытым способом. Здесь ва-
жен правильный учет инерционных сил масс грунта.

Таким образом, фактические данные о повреждениях различ-
ных подземных сооружений во время землетрясений и анализ прак-
тики трассирования тоннелей свидетельствуют о том, что для изу-
чения совместной работы тоннеля с грунтом при колебаниях, вы-
зываемых прохождением в массиве сейсмических волн, необходи-
мо рассматривать несколько расчетных схем взаимодействия, а
именно: расположение тоннеля в породном массиве на достаточ-
ной глубине, прокладку тоннеля на неглубоком заложении, слу-
чаи пересечения тоннелем тектонических зон (швов, трещин), а
также участки, примыкающие к порталам.

Очевидно, что методы и принципы обеспечения сейсмостой-
кости в каждом из вышеперечисленных случаев расположения
тоннеля в грунтовом массиве не будут и не могут быть одинаковы-
ми. Для каждого варианта модели взаимодействия следует разра-
ботать конструктивные антисейсмические мероприятия, а также
выполнить анализ напряженно-деформированного состояния си-
стемы «тоннель — массив».
Тлава 2

ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ТОННЕЛЕЙ ГЛУБОКОГО
ЗАЛОЖЕНИЯ С ГРУНТОВЫМ МАССИВОМ

2.1.	Теоретические основы расчетных методик

При прохождении в грунтовом массиве сейсмических волн сжа-
тия-растяжения и сдвига, распространяющихся от очага землетря-
сения, в каждом элементе грунта, помимо бытового напряженно-
го состояния, возникает так называемое сейсмическое напряжен-
ное состояние, аналитическое выражение для которого впервые
дал Ш.Г. Напетваридзе [20]. В местах контакта грунта с контуром
тоннельной обделки (или другим препятствием) при прохожде-
нии сейсмических волн возникает концентрация сейсмических
напряжений, являющихся дополнительной сейсмической контак-
тной нагрузкой.

На основе этих положений в настоящее время разработаны
методики расчета напряженного состояния для круговых тоннель-
ных обделок [46] и некруговых [44]. Основные положения этих
методик следующие.

Рассматриваются две плоские контактные задачи теории упру-
гости для кольца, подкрепляющего вырез в упругой среде и рабо-
тающего в условиях совместности перемещений, при следующих
граничных условиях:

сейсмические волны предполагаются упругими, гармоническими
с плоским фронтом распространения либо нестандартными, но с
незначительным отличием (по форме) реального импульса от си-
нусоидального.

Плоский фронт волны является простейшим и поэтому широ-
ко используется для изучения распространения упругих волн в
горных породах и массивах. В этой связи более сложные формы
30
волнового поля стараются представить математически в виде су-
перпозиций плоских волн, распространяющихся в разных направ-
лениях [49].

Грунтовый массив принимают сплошным линейно деформи-
рованным, однородным, характеризующимся модулем деформа-
ции £0 и коэффициентом Пуассона v0 (табл. 2.1 и 2.2).

Доказано, что при решении динамических и квазистатических
задач для вязкоупругих тел можно использовать различные реше-
ния, найденные для тел, вполне упругих. Достаточно лишь будет в
этих решениях соответствующие деформативные характеристики
(Eovo) заменить соответствующими вязкоупругими параметрами при
условии, что граничные условия будут идентичными.

При рассмотрении грунтового массива как сплошного тела, а
также при изучении механических процессов, происходящих в
породных массивах, различают два понятия сплошности: физи-
ческое, которое подразумевает отсутствие в исследуемой области

Таблица 2.1

Значения модулей упругости грунтов

Грунты	Статические испытания		Динамические испытания	
	МПа	Автор	£ош, МПа	Автор
Песок: крупнозернистый, независимо от влаж- ности	45-62	Д.Д. Баркан	60-70	О.А. Савинов
среднезернистый, независимо от влаж- ности	45-83	»	—	—
мелкозернистый, насыщенный водой	До 85	»	45-50	О.А. Савинов
пылеватый, насы- щенный водой	14-51	П.Л. Иванов	—	—
Супеси	40	О.А. Савинов	80-150	Р.З. Ляндрес
Суглинки	31-295	Д.Д. Баркан	16-510	»
Глины	До 200	»	48-163	»
Лессы и лессовидные грунты	100-130	»	—	—
Ориентировочные значения коэффициентов Пуассона v0
и бокового давления X. для различных грунтов

Грунты	vo	X
Гравийно—галечные	0,25-0,35	0,30-0,55
Песчаные естественной влажности	0,25-0,35	0,30-0,55
«	водонасыщенные	0,30-0,40	0,45-0,65
Супеси	0,25-0,40	0,30-0,65
Суглинки	0,30-0,45	0,45-0,80
Глинистые плотные, полутвердые и твердые	0,20-0,40	0,25-0,60
Глинистые (влажные пластичные)	0,35-0,50	0,55-1,00
Сцементированные осадочные породы (из- вестняки, песчаники, мергель и др.)	0,15-0,30	0,20-0,40
Кристаллические изверженные и метамор- фические породы (граниты, гнейсы, базаль- ты и др.) трещиноватые	0,15-0,30	0,20-0,40
То же, прочные нетрешиноватые	0,13-0,25	0,15-0,30
Примечание. Меньшие значения коэффициентов v0 и к относятся к более плот- ным грунтам данного вида.		

каких-либо дефектов, и математическое, суть которого состоит в
непрерывности поля напряжений и деформаций.

Зернистость структуры грунта, слоистость, трещиноватость,
различного рода включения нарушают физическую сплошность
массива, в результате чего он оказывается разбитым на отдельные
слои, блоки, куски. Однако если все эти элементы деформируют-
ся внешне как единое целое, то с известной степенью идеализа-
ции такой массив можно рассматривать как сплошную среду в
математическом смысле этого понятия [1].

При рассмотрении грунтового массива как линейно деформи-
рованной среды можно отметить, что линейная связь между на-
пряжениями и деформациями у большинства горных пород со-
храняется до достижения нагрузками определенной величины. И
если в классической механике сплошной среды рассматривают
модель идеально упругого тела, то в механике горных пород при-
нимают геомеханическую модель линейно деформируемого грунто-
52
го массива, отражающую деформационные свойства различных
по структуре пород в определенном диапазоне действующих на-
пряжений.

Обделку рассматривают в условиях плоской деформации, т.е. в

предположении, что длина тоннеля превосходит его поперечные
размеры не менее чем в 5 раз и сейсмические волны распростра-
няются в плоскости его поперечного сечения. Эти допущения от-
носятся к тоннельным сооружениям, глубина которых превышает
диаметр обделки не менее чем в 2 раза.

На примере решения задачи теории упругости для тяжелой
полуплоскости с круговым отверстием Г.Н. Савиным [32] показа-
но, что влияние прямолинейной грани полуплоскости незначи-
тельно сказывается на распределении напряжений вблизи отвер-
стия уже при h 2D, где h — расстояние от прямолинейной грани
до центра отверстия, D — диаметр отверстия. При выполнении
этого условия допустимая погрешность не превышает 10 % и быст-
ро убывает по мере увеличения h. Такой же порядок имеет погреш-
ность при расстоянии между центрами, большими 2,52) (Л 2D),
т.е. влияние земной поверхности практически можно не учиты-

вать.

Таким образом, в большинстве случаев, исследуя механические
процессы в массиве грунта вблизи горной выработки, достаточно
решить задачу для односвязного контура, т.е. можно рассматри-
вать одиночную заглубленную выработку.

Деформационные характеристики грунта предполагаются та-
кими, что выполняется неравенство



Egg
2р0(1 + vo)’

(2.1)

где — преобладающий период колебаний частиц грунта; g —
ускорение свободного падения; р0 — плотность (объемная масса)
грунта.

Неравенство (2.1) выражает требование, чтобы длина сейсми-
ческих волн сдвига превосходила диаметр тоннеля не менее чем в
3 раза1.

J Например, для скального грунта с модулем деформации £(,= 1104 МПа, объем-
ной массой р0=2,5 т/м3 и коэффициентом Пуассона vo=O,25 при преобладающем
ПеРИоде колебаний Го=О,4 длина упругой волны сдвига составляет 482 м [46].
При выборе расчетной схемы следует также решить вопрос об
учете анизотропии горных пород. Этот вопрос применительно х
рассмотрению геомеханических моделей грунтового массива под.
робно проанализирован И.В. Баклашовым и Б.А. Картозией [1]
Суть его сводится к следующему.

Рассматривая модель линейно деформируемого грунтового мас-
сива, следует учитывать различие деформационных свойств пород
в различных направлениях, т.е. их анизотропию. Здесь следует
различать два случая: первый — когда через каждую точку массива
проходит поверхность анизотропии, в которой все направления
являются эквивалентными в отношении деформационных свойств
(такой поверхностью может быть плоскость напластования), в этом
случае породный массив считают трансверсально-изотропным
второй — когда все направления, проходящие через каждую точю
массива, эквивалентны или почти эквивалентны по деформаци-
онным свойствам (горные породы квазиизотропны), в этом слу-
чае можно с допустимой погрешностью рассматривать модель изот-
ропного массива.

В работе [1] на реальных примерах показано, что учет анизот-
ропии (т.е. напластований) горных пород вносит лишь количе-
ственные поправки, ведущие в основном к снижению компонен-
тов напряжений и смещений до 20—40 %.

Таким образом, подытоживая все вышесказанное, можно по-
вторить мнение известных специалистов в области сейсмостойко-
го строительства проф. Н. Ньюмарка и проф. Э. Розенблюэта
«Количество переменных факторов, влияющих на сейсмическук
реакцию нелинейных систем со многими степенями свободы, на-
столько велико, что выгоды, касающиеся определения этих реак-
ций, могут иметь не более чем количественный характер» [18].

Однако во многих случаях можно получить некоторые очен!
полезные приближенные оценки, используя более простые моде
ли в сочетании с общим качественно-логическим и математичес-
ким анализом поведения при землетрясении геосистемы «пород*
ный массив — тоннель».

Учитывая, что математические модели сейсмических воздей*
ствий содержат много неопределенностей, такие приближенные
оценки могут оказать большую помощь при проектировании й
исследовании сооружений, давая ориентацию специалистам дл*
имания влияния тех или других параметров на сейсмическое
поведение сооружения.

П разработанная с учетом рассмотренных выше положений ме-
пика расчета напряжений для кругового кольца, находящегося в
vhtobom массиве, при прохождении сейсмических волн [46] мо-
хет быть использована при расчетах перегонных и станционных
тоннелей метрополитена глубокого заложения, шахтных стволов,
горных транспортных тоннелей кругового очертания, а также при
решении ряда других задач — расчета кольцевых многослойных
обделок, параллельных обделок рядом расположенных тоннелей
и других сооружений.

Рассмотрим две плоские контактные задачи теории упругости
для кругового кольца, подкрепляющего вырез в грунтовой среде.

Решение первой задачи заключается в оценке напряженного
состояния обделки от действия длинной волны сжатия, задавае-
мой на бесконечности напряжениями:

' = "Р; °?1 =	(2.2)

причем ось ОХ] наклонена под произвольным углом а к оси ох
(рис. 2.1, а). Здесь:

5 = (2.3)

где А — коэффициент, равный 0,1; 0,2; 0,4 соответственно для
расчетной сейсмичности 7, 8, 9 баллов [41]; К{ — коэффициент,
учитывающий допускаемые повреждения, определяемый по табл. 3
СНиП П-7-81; с, — скорость продольных сейсмических волн в
грунте (табл. 2.3).

Решение второй задачи сводится к оценке напряженного со-
стояния обделки от действия длинной волны сдвига, задаваемой
на бесконечности касательными напряжениями

(2.4)
Рис. 2.1. Воздействие на тоннель произвольно направленных сейсмических волн ежа*
тия-растяжения (а) и сдвига (б)

действующими под углом а к оси ох (рис. 2.1, б). Здесь

Q =	^^|Рос2^О’

2л

где с2 — скорость поперечных сейсмических волн в грунте.

Используя решение первой задачи, можно получить распреде-
ление напряжений в обделке и массиве при действии длинной
волны растяжения (сжатия), из решения второй задачи определя-
ются напряжения в обделке и грунтовом массиве при действии
длинной волны сдвига.

Правильно судить о наиболее неблагоприятном напряженном
состоянии обделки при сейсмических воздействиях можно лишь
после определения нормальных тангенциальных напряжений,
вызываемых волнами растяжения (сжатия) сдвига ±о^2), сум-
марным воздействием волн растяжения и сдвига + Од2)), сжа-
тия и сдвига (-Од* + Од2))и выбора из полученных значений мак-
симального по абсолютной величине.

Если и о(е2> имеют одинаковые знаки, то |°еJ| < |°е' + °е2>|
(/—1,2); если же они имеют разные знаки, то |а(в°| «(-Од0 + °н2)|’
36
Ориентировочные значения скоростей распространения
упругих волн в грунтах и скальных породах

Грунты	Объемная масса, т/м3	Скорости распространения упругих волн, км/с		Отношения скоростей с2/С]
		продольных С(	поперечных с2	
Мягкие грунты  Насыпные рыхлые (пески, супеси, суг- линки и др.) неводо- насышенные	1Л-1,7	0,1-0,3	0,07-0,15	0,62-0,40
Гравелисто-песчаные	1,6-1,9	0,2-0,5	0,10-0,25	0,62-0,40
Песчаные маловлаж-	1,4-1,7	0,15-0,9	0,13-0,50	0,62-0,55
ные (сухие)  То же средней влажно-	1,6-1,9	0,25-1,3	0,16-0,60	0,55-0,40
сти  « водонасышенные	1,7-2,2	0,3-1,6	0,20-0,80	0,40-0,10
Супеси	1,6-2,0	0,3-1,2	0,12-0,60	0,58-0,40
Суглинки	1,6-2,1	0,3-1,4	0,14-0,70	0,58-0,30
Глинистые влажные,	1,7-2,2	0,5-2,8	0,13-0,20	0,40-0,10
пластичные  То же плотные полу-	1,9-2,6	2,0-3,5	1,10-2,00	0,62-0,40
твердые и твердые  Лесс и лессовидные	1,3-1,6	0,38-0,4	0,13-0,14	0,34-0,35
грунты  Полускальные и скальные породы  Мергель	1,8-2,6	1,4-3,5	0,8-2,0	0,62-0,40
Песчаник рыхлый	1,8-2,2	1,5-2,5	0,8-1,7	0,58-0,30
« плотный	2,0-2,6	2,0-4,3	1,1-2,5	0,62-0,55
« сильновыветрелый	1,7-2,2	1,0-3,0	0,6-1,8	0,55-0,30
Известняк прочный	2,0-3,0	3,0-6,5	1,5-3,7	0,62-0,55
Глинистые сланцы	2,0-2,8	2,0-5,0	1,2-3,0	0,62-0,20
Изверженные и мета- морфические породы (гранит, гнейс, ба- зальт, диаба и др.) тре- шиноватые	2,4-3,0	3,0-5,0	1,7-3,0	0,56-0,48
То же нетрешиноватые	2,7-3,3	4,0-6,5	2,7-4,3	0,65-0,58
Примечание. В таблице нижний предел скоростей ра			спространения	[ упругих волн
-•пилится к грунтам и	I скальным породам с наименьшей объемной массой, а			
Ц^рании предел — к грунтам и породам с наибольшей объемной массой.				
следовательно, максимальные по абсолютной величине значения
могут иметь лишь комбинации (og + oq^-oq + o^j, т.е. наиболь-
шие напряжения в обделке вызываются совместным действием
волн сжатия (растяжения) и сдвига.

При заданном направлении падающих волн напряжения рас-
пределяются по периметру обделки неравномерно, приобретая
максимальные значения в точках контура, лежащих на диаметре.
Поскольку направление падающих волн заранее неизвестно, для
круговых тоннелей изменение этого направления вследствие сим-
метрии задачи вызовет лишь изменение положения точек с мак-
симальными напряжениями, и в качестве расчетного логично при-
нимать равномерное распределение напряжений, соответствую-
щее их максимальному значению. Последнее получается при со-
вокупном действии волн растяжения(сжатия) и сдвига, направ-
ленных по оси ОХ (рис. 2.2).

Таким образом выполняется оценка напряженного состояния,
наиболее неблагоприятного из возможных в каждом сечении об-
делки при любом направлении сейсмических волн, действующих
в плоскости поперечного сечения кругового тоннеля.

Расчетное давление на обделку и усилия в ней также должны
приниматься равномерно распределенными. Их значения следует
вычислять при том сочетании действия волн сжатия (растяжения)
и сдвига и значения угла 0, при котором получено максимальное
значение о0. Определенные таким образом напряжения, взятые со
знаком «+» и «—» (соответственно растяжению и сжатию), есть
максимально возможные растягивающие и сжимающие напряже-
ния от сейсмических воздействий любого возможного направле-

ние. 2.2. Расчетные схемы для определения напряженного состояния круговых обде-
лок от сейсмических волн сжатия-растяжения (а) и сдвига (б) и в случае чистого
сдвига (в)
НИЯ, которые должны суммироваться с напряжениями от других
нагрузок.

Полученные расчетные значения растягивающих напряжений
могут реализовываться в том случае, если обделка работает совме-
стно с породой при наличии как сжимающих, так и растягиваю-
щих контактных напряжений о , возникающих при определнном
сочетании волн растяжения и сдвига.

Если предположить, что контакт между обделкой и породой
нарушается и растягивающая нагрузка на обделку не передается
(что полностью справедливо, если ор превышает сцепление обдел-
ки с породой), то расчетными значениями растягивающих напря-
жений (если таковые могут возникнуть) будут максимальные рас-
тягивающие тангенциальные напряжения оя, которые могут реа-
лизоваться при действии волн сжатия и сдвига.

Таким образом, при проектировании обделки можно принять
один из следующих вариантов:

1)	использовать расчетные значения усилий, соответствующие
максимальным сжимающим напряжениям ой, со знаками «+» и «—»
в предположении, что обделка работает совместно с массивом грунта
и при наличии растягивающих контактных напряжений (как прави-
ло, они имеют значения порядка 0,2 — 0,3 МПа);

2)	использовать две расчетные эпюры усилий, соответствую-
щие максимальным сжимающим и максимальным растягивающим
напряжениям в обделке, в предположении, что при возникнове-
нии на всей линии контакта растягивающих ор контактных напря-
жений нагрузка на обделку не передается.

Первый вариант приводит к получению усилий с максималь-
ным запасом; к расчету по второму варианту следует подходить
осторожно, так как если отрыва обделки от породы не произойдет
(что возможно вследствие кратковременности воздействия при
сравнительно небольших растягивающих контактных напряжени-
ях ор, которые могут оказаться меньше, чем сцепление обделки с
породой), то в некоторых сечениях могут возникнуть растягиваю-
щие напряжения, превышающие расчетные. С другой стороны,
поскольку в качестве наиболее неблагоприятных воздействий рас-
сматривается случай одновременно приходящих волн сжатия (ра-
стяжения) и сдвига, что при небольшой вероятности такого соче-
тания нагрузок создает значительный запас прочности, отказы-
ваться от второго варианта не следует. Во всяком случае его мож-
но рекомендовать, если обделка проектируется с допущением об-
разования трещин, что экономически целесообразно при возник-
новении землетрясения расчетной (наибольшей) балльности.

2.2.	Анализ напряженного состояния круговой
обделки от действия волн сжатия и сдвига

Рассмотрим вначале напряженное состояние круговой обдел-
ки, возникающее под действием волны сжатия. Согласно расчет-
ной схеме (см. рис. 2.2, а) грунтовая среда с отверстием, подкреп-
ленным кольцом внутренним радиусом гх и внешним радиусом г2,
нагружена на бесконечности напряжениями (2.2):

l v0

Решение данной контак+ной задачи теории упругости сводится
к решению краевой задачи теории аналитических функций комп-
лексного переменного по отысканию четырех комплексных по-
тенциалов, характеризующих соответственно напряженное состо-
яние среды (грунтового массива) и кольца (тоннельной обделки)
[32]. Решение данной задачи с использованием метода М.П. Ше-
реметьева подробно дано в монографии [44].

В окончательном виде для определения нормальных тангенци-
альных напряжений на наружной (внешней) и внутренней сторо-
не обделки получены следующие формулы:

„ нар _ р Г1 4d - \)т - d + п

0	[ 4	d

+ -b-^-(4F-5)cos20 ;

a“" = -P[(l +	+ 2Я,(1 - £)cos20]

(2.5)

и соответственно контактные напряжения в грунтовом массиве на
контуре выработки

р

1 + £ т - п + d 1 - £ „

—---------------+-------- В cos 20

4 d 2

(2.6)
g выражениях (2.5) и (2.6) введены следующие коэффициенты,
полученные из соотношения деформационных характеристик грун-
та £0, vo и обделки vp а также геометрических параметров об-
делки:

Готн = Гх/ГУ

n-d . п = 1 + х0|3 .
1 - 2j(l - r02TH)’ "l + x/

F = d - па + Зо2; В = 1 - <7| +	;

1	d

?4] = (d — пй[ )/от н + Зй2/'от и

Значения параметров, входящих в формулы для определения
коэффициентов d, т, п, F, В и Л, могут быть определены из следу-
ющих выражений:

к6тн + l)(d + /г02тн) + 3rf2 r02TH(r02TH - 1)2
(п + 5/0THjk^0TH +	+ Зи<//Отн(^отн ~

_________d{n ^O^othQoth 0___________
к + ^отн)(^отн +	+ З^^отнротн ~

В свою очередь входящие в две последние формулы коэффи-
циенты определяют из следующих выражений:

I = 1 — d; s = 1 — п.

Рассмотрим напряженное состояние круговой обделки от дей-
ствия волны сдвига. Для определения напряженного состояния
кРУговой обделки от действия длинной волны сдвига рассматри-
Вается плоская контактная задача теории упругости для кругового
к°льца, подкрепляющего вырез в упругой среде, имеющей другие
деформационные характеристики и работающей в условиях со-
вместного перемещения на линии контакта (см. рис. 2.2, б). Среда
подвержена чистому сдвигу, т.е. нагружена на бесконечности ка-
сательными напряжениями (2.4).

Для оценки напряжений от чистого сдвига на бесконечности
принимаем частный случай предыдущего решения при § = — 1,
при 0 = 0-—, а значение Р заменяем значением интенсивности Q.

„	4

В результате получим следующие формулы для определения
контактных напряжений и нормальных тангенциальных напряже-
ний в обделке:

о0 = -(ZSsin 20; Тре = -QBi cos 20;

и» аР = -Q(4F - В) sin 20; о|н = -4QAX sin 20.	(2’7)

2.3.	Оценка наиболее неблагоприятного
состояния обделки

Оценка наиболее неблагоприятного напряженного состояния в
каждом сечении производится по максимальным значениям нор-
мальных тангенциальных напряжений ое, которые могут возник-
нуть в данном сечении при действии одновременно приходящих
волн сжатия и сдвига, либо волн растяжения и сдвига любого на-
правления. В этом случае, суммируя одноименные выражения (2.5)
и (2.6) с (2.7), получим:

„нар р( 1 + ? (4е/ - 1)/Д - d + п

°0	d	+

+	- 5)cos20 ± 2Q0T Hsin 2е]1

o0BH = -Р{(1 + ^)т + Л,[(1 - е) cos 20 ±
±20OTHsin20]},

(2.8)

где C0IH = Q/P.
0з (2.2) и (2.4) можно получить 0отн = c2/cv таи с, и с2 — соот-

ветственно скорости распространения упругих волн сжатия и сдви-
га которые определяются либо натурными измерениями при ин-
женерных изысканиях, либо могут быть вычислены по формулам:

I Epg 1 - Ур

V Ро (1 + vo)0 - 2vo)’

£pg

2Po(! + vo)

(2.9)

^2 =

С учетом (2.9) можно записать

Qo Т Н -

Н - 2у0

2(1-Vo)’

Определим значения угла 0, при которых нормальные танген-
циальные напряжения ой будут экстремальными. Для этого иссле-
дуем на экстремум выражения (2.8) с учетом условий:

Д„Нар	д„ВН

д°е = Q. дОр = о
30	’ 30

Из уравнения

—(1 — ^)sin 20 ± (2OTHcos 20 = О

получим



при этом

1 - % _ 1 ~ vo/(l ~ vo) _ 1 - 2v0 _ П2

2	2	2(1 -v0) ^отн
Следовательно, нормальные тангенциальные напряжения кЭ1(
на наружном (внешнем), так и на внутреннем контуре приобрети,
ют экстремальные значения в сечениях:

0'4аГС,еёЬ 0г'01+Г	<2 Ю)

Поскольку

cos20| =	• cos20, = - cos20,;

sin20 =	sin20? = - sin20,,

то после подстановки выражений (2.10) в формулы (2.8) получим
значения экстремальных напряжений в виде

нар _ РГ1+1 (4<Z- !>-</ + /7

9	[ 4 d

±(4F-b)0otJi-£o2th];

o0BH - -p[(l +	± 44COTJ1 + со2тн

(2.11)

Этим напряжениям на наружном и внутреннем контурах об-
делки соответствуют контактные напряжения:

Из четырех значений напряжений ое, полученных по форму-
лам (2.11), выбираем наибольшее отрицательное (сжимающее) и
определяем напряжения о0 ар, о0н и ор по формулам (2.11) и (2.12)
м знаком перед вторым слагаемым, при котором получено наи-
£ льшее отрицательное значение ое.

° диалогично определяем и напряжения, соответствующие наи-
большему положительному значению а0 (растягивающему).

Усилия в сечениях

м (иГ-пг)^;

^ = /^(0АВН+ОвНа₽)^

(2.13)

где b — единичная длина обделки в продольном направлении.

2.4. Алгоритм расчета круговой обделки
на сейсмические воздействия

Для практической реализации предложенного подхода разра-
ботан инженерный алгоритм расчета [46], который вошел в Инст-
рукцию ВСН 193-81 [10].

Исходные данные, принятые при разработке алгоритма расчета:

г,, г2 — внутренний и наружный радиусы обделки; Ео и —
модули деформации соответственно породы и материала обделки;
v0 и v, — коэффициенты Пуассона породы и материала обделки;
р — объемная масса грунта; То — преобладающий период колеба-
ний; А, — коэффициенты, принимаемые по [41] в соответствии
с исходной балльностью.

Порядок расчета следующий.

1. Определяют относительную толщину обделки и комбинации
упругих постоянных (коэффициенты) грунта и материала обделки:

Г -1- V0 • R _ £'(1 + Vo).

'отн —	> 5 ““ -I ’P-rr/i V

г, l-vo M1 + V,)

Хо = 3 — 4v0; X, = 3 - 4v,;

J = -L-£-; и = -11+ХоР; 1 = 1-d;

1 + Xi 1 + Xi
5 — 1 И, QOjH

И - 2v0

2(1 -’«У

2.	Вычисляют коэффициенты:

(^о6тн +l)(d + /го2тн) + 3^2ro2TH(ro2TH - 1)2
(« + ^отн)(^о6тн+ /) + ЗЛ4/го2Дго2тн - 1)2

____________Ф ~ ^Уот^отн- 1)_____________________.
(« + ^отн)(^отн + l) + 3/14/го2Дго2тн - 1)2

В = 1 - о, + —F= d — па.+ За,;
d	1	1

4 -{d - па^г^ + За-^

3.	Определяют углы, при которых напряжения приобретают
экстремальные значения:

Л I * 20	л

е1 = 2arctglT|; °2 = 0i + у

4.	Вычисляют расчетные нормальные тангенциальные напряже-
ния на внутреннем и наружном контурах обделки (в долях от Ру.

«о* = (1 + К)т + 24[2QOTHsin 20, + (1 - £)cos20,];

х[20отHsin20,- + (1 - £)cos20, j; (/ = 1,2).
Из полученных четырех значений ое, вычисленных при углах
0 и 02, выбирают максимальное по абсолютной величине. Опре-
деляют расчетное давление на обделку в долях от Р.

ор = (1 + ^~^+т + f[2&THsin 20 + (1 + ^)cos2e].

В эту формулу в качестве угла 0 подставляют те из значений 0(
или 02, при котором будет получено максимальное напряжение.

6.	Для определения расчетных усилий в обделке используют
формулы:

М

N

Г\

где Ь=1 м, а напряжения а|н и о^ар определяют при значении
угла 0, или 02, соответствующем максимальному напряжению.

7.	Если предполагать, что при наличии растягивающих контак-
тных напряжений ор нагрузка на обделку не передается, то нужно
из четырех значений оА выбрать наибольшее отрицательное (если
таковое имеется) и выполнить дальнейшие вычисления при том
угле 0t или 02, при котором этот максимум получен. Тогда полу-
ченные ранее напряжения будут расчетными при сжатии обделки,
а полученные последними будут расчетными при ее растяжении.

В табл. 2.4 — 2.7 приведены значения расчетных напряжений
°р/р; 0цар/Р; Одн/Р и усилий М/Pr2, N/Pt\ в обделках различ-
ной толщины в зависимости от отношения модулей деформации
породы и материала обделки при значениях коэффициента Пуас-
с°на материала обделки vo=O,25 и породы v(=0,15 для скальных
гРУНтов и грунтов слабых и средней крепости.
Таблица 2.4.

Расчетные контактные напряжения и внутренние усилия
в круговых обделках при совокупном действии сейсмических волн сжатия
и сдвига для скальных грунтов

Расчетные напряже- ния и	''отн= =Г2/Г,	Значения отношений EJEX									
		0,04	0,08	0,12	0,16	0,20	0,40	0,60	0,80	1,00	1,20
усилия при		Номера групп грунтов									
сжатии		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
	1,05	1,22	0,94	0,77	0,66	0,57	0,35	0,25	0,20	0,16	0,14
р	1,10	1,36	1,17	1,02	0,90	0,81	0,54	0,41	0,33	0,27	0,24
Р	1,20	1,26	1,21	1,12	1,04	0,97	0,72	0,57	0,47	0,41	0,35
	1,30	1,01	1,07	1,05	1,00	0,96	0,76	0,62	0,53	0,46	0,41
	1,05	23,1	18,9	15,8	13,6	11,9	7,35	5,32	4,17	3,43	2,91
нар О	1,10	10,1	10,8	10,1	9,27	8,52	5,96	4,56	3,70	з,п	2,68
е  р	1,20	0,31	3,98	4,88	5,09	5,07	4,28	3,56	3,03	2,63	2,32
	1,30	2,76	1,17	2,51	3,08	3,34	3,32	2,94	2,60	2,31	2,08
вн	1,05	31,2	23,2	18,8	15,9	13,80	8,38	5,98	4,67	3,83	3,25
О е	1,10	24,5	18,4	15,3	13,3	11,80	7,69	5,75	4,60	3,84	3,29
Р	1,20	22,4	16,1	13,3	11,6	10,40	7,14	5,53	4,54	3,85	3,35
	1,30	31,3	15,4	12,7	И,1	9,94	6,91	5,44	4,51	3,87	3,39
	1,05	1,79	0,90	0,62	0,48	0,39	0,20	0,14	0,10	0,08	0,07
М -1 тт10	1,10	12,00	6,33	4,37	3,36	2,74	1,45	0,99	0,75	0,61	0,51
	1,20	73,80	40,4	28,2	21,8	17,8	9,52	6,55	5,01	4,07	3,42
	1,30	80,80	106,7	76,5	60,0	49,5	26,90	18,7	14,4	11,7	9,88
м	1,05	1,36	1,05	0,87	0,74	0,64	0,39	0,28	0,22	0,18	0,15
	1,10	1,73	1,45	1,27	1,13	1,02	0,68	0,52	0,41	0,35	0,30
Рг 1	1,20	2,27	2,01	1,82	1,67	1,55	1,14	0,91	0,76	0,65	0,57
	1,30	2,79	2,49	2,28	2,12	1,99	1,53	1,26	1,07	0,92	0,82
Расчетные контактные напряжения и внутренние усилия в круговых обделках при совокупном действии сейсмических волн
сжатия и сдвига для грунтов слабых и средней крепости

Расчетные напряжения		Значения отношений												
		0,003	0,005	0,008	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,10
и усилия	Лми Г\1Г1						Номера групп грунтов							
при сжатии														
		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	II	12	13
	0,88	0,98	из	1,22	1,35	1,41	1,40	1,37	1,33	1,29	1,25	1,22	1,18	1,15
	0,89	1,10	1,20	1,28	1,41	1,44	1,41	1,37	1,33	1,29	1,24	1,21	1,17	1,13
(ТР	0,90	1,16	1,27	1,33	1,46	1,47	1,42	1,37	1,32	1,27	1,23	1,19	1,15	1,11
Р	0,91	1,25	1,33	1,37	1,51	1,48	1,42	1,37	1,31	1,26	1,21	1,16	1,12	1,08
	0,92	1,32	1,38	1,40	1,54	1,49	1,42	1,35	1,29	1,23	1,18	1,13	1,09	1,05
	0,93	1,32	1,42	1,42	1,56	1,48	1,40	1,32	1,25	1,19	1,14	1,09	1,04	1,00
	0,88	-44,1	-27,2	“15,1	-13,42	-1,08	3,21	5,24	6,38	6,97	7,33	7,54	7,65	7,69
пар	0,89	-43,8	-25,7	-13,0	-11,09	0,90	4,90	6,72	7,66	8,16	8,43	8,55	8,58	8,56
0  о	0,90	-42,2	-23,1	-10,4	-8,21	3,20	6,82	8,40	9,15	9,51	9,65	9,68	9,62	9,53
р	0,91	-39,2	-19,5	-7,1	-4,72	5,87	9,04	10,30	10,8	11,0	11,0	10,9	10,8	10,6
	0,92	-34,4	-14,9	-3,1	-0,52	8,98	11,60	12,50	12,8	12.8	12,6	12,4	12,1	11,8
	0,93	-27,7	-9,1	1,7	4,51	12,70	14,60	15,10	15,1	14,8	14,4	14,3	13,6	13,2
	0,88	78,7	59,9	45,9	47,2	32,4	26,5	23,2	21,0	19,4	18,1	17,1	16,2	15,5
вн 0	0,89	80,3	60,1	45,8	47,0	32,4	26,7	23,5	21,4	19,8	18,5	17,5	16,6	15,8
о	0,90	81,0	59,8	45,4	46,7	32,6	27,1	24,0	21,8	20,2	19,0	17,9	17,0	16,2
р	0,91	80,1	59,1	45,0	46,4	33,0	27,6	24,6	22,5	20,8	19,6	18,5	17,6	16,8
	0,92	79,5	59,1	44,6	46,3	35,6	28,4	25,4	23,3	21,6	20,3	19,2	18,2	17,4
	о’93	77,5	57,1	44,6	46,5	34,6	29,6	26,6	24,4	22,7	21,3	20,1	19,1	18,2
Окончание табл. 2.5.

		Значения отношении Е{}/Е								।				
Расчетные напряжения	r.„„ = г,/г1	0,003	0,005	0,008	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,10
и усилия при сжатии		Номера групп грунтов												
		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	II	12	13
	0,88	0,19	0,14	0,09	0,084	0,052	0,036	0,028	0,023	0,019	0,017	0,015	0,013	0,012
	0,89	0,16	0,11	0,07	0,064	0,040	0,028	0,021	0,017	0,015	0,013	0,011	0,010	0,009
М 1 		0,90	0,13	0,09	0,06	0,057	0,030	0,021	0,016	0,013	0,011	0,010	0,008	0,008	0,007
Гл2	0,91	0,10	0,06	0,04	0,033	0,022	0,015	0,012	0,009	0,008	0,007	0,006	0,006	0,005
1	0,92	0,07	0,05	0,03	0,028	0,015	0,011	0,008	0,007	0,006	0,005	0,004	0,004	0,003
	0,93	0,05	0,03	0,02	0,018	0,010	0,007	0,005	0,004	0,004	0,003	0,003	0,003	0,002
	0,88	2,36	2,22	2,10	2,30	2,13	2,03	1,94	1,86	1,80	1,74	1,68	1,63	1,58
	0,89	2,25	2,13	2,02	2,22	2,05	1,95	1,87	1,79	1,73	1,66	1,61	1,56	1,51
М	0,90	2,15	2,04	1,95	2,14	1,99	1,88	1,80	1,72	1,65	1,59	1,53	1,48	1,43
Рг	0,91	2,05	1,96	1,88	2,06	1,92	1,81	1,72	1,65	1,58	1,51	1,46	1,40	1,35
1	0,92	1,95	1,88	1,81	1,99	1,85	1,74	1,65	1,57	1,50	1,43	1,37	1,32	1,27
	0,93	1,88	1,81	1,74	1,92	1,78	1,67	1,57	1,49	1,41	1,35	1,29	1,23	1,18
Расчетные контактные напряжения и внутренние усилия в круговых обделках
при совокупном действии сейсмических волн растяжения и сдвига для скальных грунтов

Расчетные напряжения		Значения оi ношении EJEy									
		0,04	0,08	0,12	0,16	0,20	0,40	0,60	0,80	1,00	1,20
и усилия при	'<пн '|/'2					Номера групп i рунгов					
растяжении											
		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
	1,05	0,0047	-0,064	-0,087	-0,094	-0,094	-0,077	-0,062	-0,051	-0,043	-0,037
°р	1,10	0,14	0,048	-0,0012	-0,030	-0,046	-0,070	-0,067	-0,061	-0,054	-0,049
Р	1,20	0,45	0,29	0,21	0,16	0,12	0,028	-0,0024	-0,015	-0,021	-0,023
	1,30	0,78	0,55	0,43	0,36	0,31	0,16	0,10	0,071	0,051	0,038
	1,05	2,01	-0,86	-1,71	-2,01	-2,08	-1,77	-1,42	-1,18	-1,00	-0,87
и ар (У	1,10	5,77	1,96	0,58	-0,10	-0,48	-0,99	-0,97	-0,88	-0,79	-0,71
0	1,20	9,19	4,32	2,49	1,54	0,96	-0,14	-0,41	-0,49	-0,50	-0,49
Р	1,30	9,75	5,15	3,26	2,23	1,59	0,28	-0,10	-0,25	-0,32	-0,34
	1,05	-4,92	-4,30	-4,01	-3,75	-3,46	-2,47	-1,90	“1,53	-1,29	-1,11
вн (У	1,10	-7,09	-4,43	-3,65	-3,27	-3,01	-2,25	-1,81	-1,51	-1,30	-1,14
0	1,20	-11,2	-6,32	-4,64	-3,81	-3,31	-2,25	-1,81	-1,53	-1,33	-1,18
р	1,30	-12,6	-7,46	-5,45	-4,40	-3,75	-2,39	-1,87	-1,57	-1,37	-1,21
	1,05	-1,44	-0,72	-0,48	-0,36	-0,29	-0,15	-0,098	-0,075	-0,059	-0,049
М з	1,10	-10,7	-5,32	-3,53	-2,64	-2,10	-1,05	-0,70	-0,53	-0,42	-0,35
	у 10 р-2	1,20	-68,1	-35,4	-23,8	-17,8	-14,2	-7,03	-4,66	-3,48	-2,78	-2,32
/Г1	1,30	-167,4	-94,6	-65,4	-49,7	-40,0	-20,0	-13,2	-9,88	-7,87	-6,54
	1,05	-0,073	-0,13	-0,14	-0,14	-0,14	-0,11	-0,083	-0,068	-0,057	-0,049
М	1,10	-0,066	-0,15	-0,15	-0,17	-0,17	-0,16	-0,14	-0,12	-0,10	-0,093
Рг	1,20	-0,20	-0,20	-0,21	-0,23	-0,23	-0,24	-0,22	-0,20	-0,18	-0,17
1	1,30	-0,42	-0,35	-0,35	-0,32	-0,32	-0,32	-0,30	-0,27	-0,25	-0,23
Расчетные контактные напряжения и внутренние усилия в круговых обделках
при совокупном действии сейсмических волн растяжения и сдвига для грунтов слабых и средней крепости

Расчетные напряжения и	г = г./г,	Значения опюшепий EJE^												
		0,003	0,005	0,008	0,04	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,10
усилия при растяжении		Номера групп грунтов												
		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13
	0,88	0,98	0,82	0,69	0,53	0,37	0,30	0,25	0,21	0,18	0,15	0,13	0,11	0,10
	0,89	0,89	0,74	0,63	0,46	0,32	0,26	0,21	0,18	0,15	0,12	0,10	0,09	0,07
°р	0,90	0,80	0,67	0,57	0,40	0,28	0,23	0,18	0,14	0,12	0,09	0,07	0,06	0,04
р	0,91	0,71	0,60	0,52	0,34	0,24	0,18	0,14	0,11	0,08	0,06	0,05	0,03	0,02
	0,92	0,63	0,54	0,41	0,29	0,20	0,15	0,11	0,08	0,06	0,04	0,02	0,005	-0,007
	0,93	0,55	0,48	0,43	0,24	0,16	0,11	0,08	0,05	0,03	0,01	—0,01	-0,02	-0,03
	0,88	59,6	4,27	30,1	28,2	15,1	10,1	7,4	5,8	4,5	3,7	3,1	2,6	2,1
и ар (У	0,89	60,8	42,4	29,4	27,3	14,3	9,5	6,9	5,3	4,2	3,4	2,7	2,2	1,8
1)	0,90	60,9	41,5	28,4	26,0	13,4	8,8	6,3	4,8	3,7	2,9	2,3	1,9	1,5
р	0,91	59,0	39,0	27,1	24,1	12,2	7,9	5,7	4,3	3,2	2,5	1,9	1,5	1,1 0,7
	0,92	57,8	38,0	25,6	122,5	11,3	7,2	5,0	3,6	2,7	2,0	1,4	1,0	
	0,93	54,5	35,4	23,9	20,4	10,0	6,2	4,2	2,9	2,0	1,4	0,9	0,5	0,17
	0,88	-61,3	-42,7	-28,9	-30,4	-16,5	-11,5	-8,4	-7,4	-6,4	-5,6	-5,1	-4,7	-4,4
	0,89	-61,4	-41,4	-27,4	-28,9	-15,5	-10,7	-8,3	-6,9	-6,0	-5,3	-4,9	-4,5	“4,2
1111 (У	0,90	-60,4	-39,4	-25,4	-17,1	-14,3	-9,8	-7,7	-6,4	-5,6	-5,0	-4,6	-4,3	-4,1
0	0,91	-58,0	-36,7	-23,1	-24,9	-13,0	-9,0	-7,0	-5,9	-5,2	-4,8	-4,4	-4,2	-4,0
р	0,92	-54,1	-31,6	-20,3	-22,4	-11,6	-8,1	-6,4	-5,5	-4,9	-4,5	-4,2	-4,1	-3,9
		0,93	-48,8	-28,0	-17,1	-19,8	-10,2	-7,2	-5,8	-5,1	-4,6	-4,3	-4,1	-4,0	-3,5
Окончание табл. 2.7.

Расчетные напряжения и	г Т|| = i\/r2	Значения отношений Ef}/E}												
		0,003	0,005	0,008	0,04	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,10
усилия при растяжении		Номера групп ipyniou												
		1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	II	12	13
	0,88	-0,19	-0,13	-0,09	-0,08	-0,049	-0,034	-0,025	-0,020	-0,017	-0,015	-0,013	-0,011	-0,010
	0,89	-0,16	-0,11	-0,07	-0,06	-0,038	-0,027	-0,019	-0,016	-0,013	-0,011	-0,010	-0,009	-0,008
-^-ю3	0,90	-0,12	-0,08	-0,06	-0,055	-0,028	-0,019	-0,014	-0,012	-0,010	-0,008	-0,007	-0,006	-0,006
Л?	0,91	-0,10	-0,06	-0,04	-0,04	-0,021	-0,014	-0,010	-0,008	-0,007	-0,006	-0,005	-0,005	-0,004
	0,92	-0,07	-0,04	-0,04	-0,028	-0,014	-0,010	-0,007	-0,006	-0,005	-0,004	-0,004	-0,003	-0,003
	0,93	-0,05	-0,03	-0,02	-0,019	-0,010	-0,006	-0,005	-0,004	-0,003	-0,003	-0,002	-0,002	-0,003
N	0,88	-0,11	0,001	0,08	-0,15	-0,10	-0,09	-0,10	-0,11	-0,12	-0,13	-0,14	-0,15	-0,16
	0,89	-0,04	0,06	0,13	-0,10	-0,07	-0,07	-0,08	-0,10	-0,11	-0,12	-0,13	-0,14	-0,15
Prb ।	0,90	-0,03	0,12	0,17	-0,06	-0,05	-0,06	-0,07	-0,09	-0,10	-0,12	-0,13	-0,14	-0,14
	0,91	0,10	0,11	0,20	-0,03	-0,03	-0,05	-0,07	-0,05	-0,10	-0,11	-0,12	-0,13	-0,14
	0,92	0,16	0,21	0,23	-0,002	-0,01	-0,07	-0,06	-0,08	-0,10	-0,11	-0,12	-0,13	-0,14
	0,93	0,22	0,25	0,25	0,02	-0,003	-0,03	-0,06	-0,08	-0,10	-0,11	-0,12	-0,13	-0,14
2.5.	Теоретический анализ напряженного состояния
тоннельных обделок кругового очертания

Результаты расчета обделок на действие распространяющихся
в массиве сейсмических волн сжатия-растяжения и сдвига свиде-
тельствуют, что контактные напряжения ор и внутренние усилия в
обделках Ми N в значительной степени зависят как от соотноше-
ния жесткостей грунта и обделки (Е^Е^, так и от толщины самих
обделок (от параметра R2 = r2/r), причем напряженное состояние
при одних и тех же параметрах сейсмических волн (период, бал-
льность) меняется в широких пределах [6].

Так, для соотношений Еп/Ех от 0,04 до 1,20 (см. табл. 2.4) отно-
сительные контактные напряжения отличаются до 10 раз, а для
гота=1,05 и для г0ТН=1,Ю — даже до 15 раз и т.п. (рис. 2.3, а).

Иными словами, с увеличением прочности грунта относитель-
ные контактные напряжения ор/Р снижаются. Это явление связа-
но с тем, что скорость распространения упругих волн ct пропор-
циональна [см. выражение (2.9)], в то время как значение Р
прямо пропорционально скорости (2.3).

В частности, если отношение Е()/Е} увеличится в 9 раз, то соот-
ветствующее значение ор/Р увеличится только в 3 раза. Поэтому
усилия в обделках, соответствующие максимальным сжимающим
напряжениям, хотя и уменьшаются с увеличением отношения EJ
Е{, но не так значительно, как с увеличением жесткости грунта.

Если в выражении (2.3) произведение -^-АКХТ^ принять за
lit

константу ск, то для Р можно записать: P=cKpoci и значение сейс-
мических напряжений будет зависеть только от плотности (объем-
ной массы) грунта р0 и скорости распространяющихся в нем сей-
смических волн ср т.е. от жесткости грунта.

Разделив все грунты (см. табл. 2.4) на условные группы можно

отметить, что значение P/ck = p0Cj меняется, так же как и величи-
ны ср/Р, на порядок (табл. 2.8).
Рис. 2.3. Зависимости относительных величин контактных напря-
жений (а), моментов (б) и нормальных сил (в) в сечениях круговых
обделок от толщины обделки для грунтов групп 1 — 10
Таблица 2,8

Параметры упругих волн сжатия для различных групп грунтов

Условная группа грунтов	Характеристика грунтов группы	Номера групп грунтов по табл. 2.4	Р(Г т/м3	Ср км/с	Р  ~ “ Poci Ск
I	Слабые	1-2	1,6	1,1	1,7
II	Средние	3-5	1,8	2,0	3,6
III	Крепкие	6-8	2,0	3,0	6,0
IV	Очень крепкие	9-10	2,6	5,0	13,0

Из таблицы следует важный вывод: при грунтах различной кре-
пости (плотности) на тоннельные обделки из одного и того же
материала и одной и той же толщины действуют контактные на-
пряжения примерно одного порядка. Другими словами, на тон-
нельные конструкции, расположенные не только в слабых, но и в
крепких скальных грунтах, действуют достаточно существенные
сейсмические контактные напряжения, которые могут быть при-
чиной повреждения обделок. Этот вывод корреспондируется с дан-
ными японских специалистов [21].

Анализ графиков, приведенных на рис. 2.3,а, и данных табл.
2.4 позволяет сделать и еще ряд выводов.

Для крепких грунтов контактные напряжения растут с увели-
чением толщины обделки (условные номера групп грунтов 7—10),
в то время как для грунтов средней крепости и слабых (условные
номера групп грунтов 1—5) существует экстремальное значение
толщины обделки (для разных грунтов различная), при которой
возникают максимальные контактные напряжения. Это позволяет
сделать вывод о целесообразности проектирования для скальных
пород тонких, гибких обделок (при условии выполнения прочно-
стных требований статических расчетов), для слабых грунтов —
толстых обделок (например, монолитно-прессованных, бетонных)
или же принимать тонкостенные армированные обделки, удов-
летворяющие статическим расчетам.

Анализ возникающих в обделках моментов и нормальных сил
показывает, что относительные величины моментов в сечениях
круглых обделок при прочих равных условиях увеличиваются с
ростом толщины обделки. При этом в слабых грунтах рост момен-
тов происходит значительно быстрее, чем в более прочных грун-
тах (рис. 2.3, б). При жесткостях грунтов, приближающихся к же-
м обделок (Eg/E,-»!), толщина обделки тоннеля пракги-
стК°С мало сказывается на увеличении величин относительных
чесКИнТов в поперечном сечении обделки.

М Относительная величина нормальной силы в сечениях прямо
порциональна толщине обделки (рис. 2.3, в).

^Таким образом, с целью повышения сейсмостойкости тонне-
„ следует выбирать тонкие обделки, при необходимости усили-
пеИ их армированием. Увеличение толщины монолитных обделок
В снижает внутренних усилий и, наоборот, во многих случаях
(особенно в слабых грунтах) вызывает еще большие внутренние

УСИЛИЯ.

' Для практического использования разработанной методики
расчета круглых кольцевых обделок применительно к тоннелям
метрополитена, горным железнодорожным тоннелям, а также
коллекторным тоннелям можно использовать указанные в табл.
2.4—2.7 относительные величины о/Р, о„ ар/Р, о™/Р, М/Рг^Ьм
Н/РГ\Ь, вычисленные для реальных соотношений жесткостей грун-
тов и обделок из бетона и чугуна для условий строительства Ере-

вана, Тбилиси, Ташкента, БАМа и Кавказской перевальной же-

лезной дороги, при отношениях внутреннего и наружного диамет-
ров обделки /)отн = 7>н/7>ар в пределах от 0,88 до 0,93 (табл. 2.9).

Резюмируя результаты проведенного анализа, следует отметить,
что если при статических расчетах толщина обделки практически
не влияет на внутренние усилия, и, наоборот, по ним эту толщину
выбирают, поскольку в толстостенной обделке напряжения мень-

Таблица 2.9.

Расчетные параметры тоннелей

Тоннели	2>н, м	2>ар, м		"=1/р„н
Железнодорожные	8,8	9,5	0,93	1,08
	7,8	8,5	0,92	1,09
Метрополитенов	5,4	6,0	0,90	1,11
	5,2	5,6	0,93	1,08
			5,1	5,5	0,93	1,08
Коллекторные	3,6	4,1	0,88	1,14
	3,2	3,6	0,89	1,12
	2,8	3,2	0,88	1,14
ше, чем в тонкостенной, то при расчетах на сейсмические воздей-
ствия имеется возможность соответствующим конструирование^
обделки (подбором ее материала, толщины, формы) добиться наи-
более рациональной конструкции, позволяющей минимизировать
возникающие сейсмические напряжения.

Приведенные таблицы расчетных напряжений, предлагаемы?
для проверки сечений круговых обделок и их прочности на сжа-
тие и растяжение, обеспечивают достижение необходимой сейс-
мостойкости при многовариантном проектировании. Это позво-
ляет значительно сократить время проектирования и вместе с тем
дает возможность унифицировать конструкции тоннелей для сей-
смических районов и, следовательно, унифицировать способы их
возведения.

2.6.	Оценка напряженного состояния
некруговых обделок

Перегонные тоннели метрополитенов, сооружаемые закрытым
способом, как правило, имеют круговое очертание, поэтому к ним
в полной мере относится вышеприведенная теория расчета. Это
же можно сказать и про коллекторные тоннели, сооружаемые
щитовым способом, а также стволы шахт.

Горные тоннели, железнодорожные и автодорожные, часто
имеют сводчатую, подковообразную форму. До недавнего време-
ни инструктивными документами [17] при расчете рекомендова-
лось вписывать контур таких обделок в круговое очертание и оп-
ределять контактные напряжения от распространяющихся в мас-
сиве грунта сейсмических волн как для круга. Это было связано с
отсутствием строгого теоретического решения контактной квази-
статической задачи теории упругости для некругового кольца (с
учетом его реальной формы).

Точное решение указанной задачи по оценке напряженного со-
стояния в каждом сечении при различных сочетаниях одновре-
менно действующих волн сжатия-растяжения и сдвига при любо»'
их возможном направлении в плоскости, перпендикулярной oci'
тоннеля выполнено Н.Н. Фотиевой [44].

Для оценки погрешности в приближенном методе решения был>
проведены сопоставительные расчеты обделок подковообразной
58
Таблица 2.10.

Исходные данные к примеру расчета обделки подковообразного очертания
на сейсмическое воздействие

Тип обделки	Ev МПа	Ео, МПа	Ср М/с	Г0.с	АКХ		vo	6р м	62, м	б5, м
I	315x10*	1103	1000	0,5	0,1	0,15	0,3	0,5	0,8	0,4
II	315x10»	252x10’	3200	0,5	0,1	0,15	0,2	0,4	0,5	0,3

Примечание. Здесь Ь2 и 63 — толщины обделок соответственно в своде
ленах и лотке.

очертания применительно к однопутным железнодорожным тон-
нелям (табл. 2.10).

Из рис. 2.4, где сплошными линиями показаны эпюры изгиба-
ющих моментов и продольных сил, построенные на основании
строгого решения контактной квазистатической задачи теории
упругости для некруглого кольца (с учетом его реальной формы)

Расчетные эпюры усилий в обделках I и II типов от горизонтальной волны
тия при точном (I) и приближенном (2) методах решения
Рис. 2.5. Расчетная схема к определению напряжений от волн сжатия-растяжения
и сдвига для кольца произвольной формы

[45], а штриховыми — определенные по приближенной методике
[17], видно, что при использовании приближенной методики кар-
тина напряженного состояния обделки при действии даже только
горизонтальной волны сжатия оказывается искаженной.

Для реализации вышеприведенного подхода и точного реше-
ния задачи рассмотрим две плоские контактные задачи теории
упругости для кольца произвольной формы (с одной осью сим-
метрии), подкрепляющего вырез в упругой среде с другими де-
формационными характеристиками (рис. 2.5).

В задаче I среда, содержащая подкрепленное отверстие, испы
тывает двухосное сжатие на бесконечности напряжениям'

1 лг 'г . ~'(х) v0 '(х)

“ 2^ЯЛ 1Рос11 О’	’ пРичем ось ох'наклонен

под произвольным углом а к вертикальной оси симметрии. РенК
ние этой задачи позволяет определить напряжения в обделке пр1
действии длинной произвольно направленной волны сжатия.

В задаче 2 среда, содержащая подкрепленное отверстие, по^
вергнута чистому сдвигу на бесконечности касательными напря
гениями т*у = — ЛА'|р0с2Т0, направленными также под углом а
к оси симметрии. Решение этой задачи дает напряжения в обдел-
ке при действии произвольно направленной волны сдвига.

Сумма и разность нормальных тангенциальных напряжений в
обделке, полученных из решения этих двух задач, представляют
собой напряжения, возникающие при совокупном действии од-
новременно приходящей (наихудший случай) волны сжатия-рас-
тяжения и сдвига.

Общие выражения для нормальных тангенциальных напряже-
ний от совокупного действия волн разного характера исследуют
на экстремум по углу падения волн а, и для каждого сечения оп-
ределяют то сочетание волн и то их направление, при котором ое
максимально по абсолютной величине.

Усилия в каждом сечении определяют при том сочетании и
направлении волн, при котором получены максимальные танген-
циальные напряжения, т.е. на основании построения огибающих
эпюр нормальных тангенциальных напряжений.

Полученные таким образом результирующие эпюры усилий
являются расчетными, а значения усилий, взятые со знаками «+»
и «—» (второй знак обусловлен возможностью действия волн сдви-
га, имитируемых на бесконечности касательными напряжениями
обратного знака), соответствуют максимальным растягивающим и
сжимающим напряжениям, которые могут возникать в обделке от
сейсмических воздействий при любом сочетании действия волн и
любом угле их падения. Радиальные давления на обделку, каса-
тельные напряжения на контакте ее с массивом и усилия М и N в
каждом сечении обделки определяются именно при том сочета-
нии действия волн и том угле их падения, при которых в данном
сечении получен максимум напряжений он.

Расчетные значения усилий в обделке от сейсмических воздей-
ствий следует суммировать с усилиями от других видов нагрузок,
которые определяют статическим расчетом.

Если обделку проектируют с допущением трещин, то строят
Две огибающие эпюр напряжений оА как по максимальным значе-
ниям сжимающих, так и по максимальным значениям растягива-
вших напряжений (в предположении, что в фазе растяжения про-
исходит отрыв обделки от породы, и растягивающая нормальная
нагрузКа на обделку не передается). В этом случае получаются по
Рис. 2.6. Огибающие эпюры усилий в обделках I и II типов при сжатии (1) и растя-
жении (2):

сплошные линии — расчетные эпюры усилий на сжатие, штриховые — то же на
растяжение (если трашины в обделках не допускаются, то усилия, показанные
сплошными линиями, следует принимать как расчетные со знаками «+» и «-»

две различные расчетные эпюры усилий — для расчета на сжатие
и растяжение. Алгоритм расчета обделок по указанной методике
приведен в нормах ВСН 193-81 [10].

Проведенные по данной методике расчеты [45] рассмотренных
выше двух типов обделок дали возможность оценить наиболее не-
благоприятные усилия при совокупном действии волн сжатия-ра-
стяжения и сдвига (рис. 2.6). Если трещины не допускаются, то
расчетные усилия на сжатие, показанные сплошными линиями,
следует принимать как расчетные со знаками «+» и «—».

Таким образом, расчет некруговых тоннелей по описанной выше
методике, учитывающей действие волн сжатия-растяжения и волн
сдвига и возможные углы их падения, позволяет более точно оце-
нить возможные усилия в обделке, что способствует повышению
сейсмостойкости сооружения.
2.7.	Анализ повреждений обделок тоннелей
глубокого заложения

На основе разработанного метода расчета был проведен анализ
повреждений обделок тоннелей, подвергшихся землетрясению, для
которых имеются данные об инженерно-геологических условиях
строительства (в частности, для обделок автодорожного тоннеля,
цементационной и дренажной штолен Чиркейской ГЭС, повреж-
денных при Дагестанском землетрясении 1970 г. интенсивностью
8 баллов).

Поскольку характер и направление волны либо совокупности
волн, вызвавших появление трещин в обделках, были не извест-
ны, расчет производили раздельно на действие волн сжатия-рас-
тяжения и сдвига в различных направлениях по отношению к вер-
тикальным осям симметрии выработок. На основе выполненных
расчетов сделана попытка определения характера и направления
волн, вызвавших повреждения.

Автодорожный тоннель имел подковобразную обделку (толщи-
ной 0,5 м в своде и стенках и 0,3 м в лотке) из бетона М300. В
результате землетрясения в сводовой части обделки на протяже-
нии около 300 м образовалась система продольных непрямых из-
ломных трещин с разветвлениями шириной около 5 мм (см. гл. 1).
Участок, где обделка получила повреждения, расположен в слои-
стых известняках с включениями мергелей и тонкими прослойка-
ми мергелистых глин.

Расчеты производили при принятых в проекте исходных дан-
ных: модуль деформации грунта £0=4 103 МПа,коэффициент Пу-
ассона грунта v0=0,25, его объемная плотность р0=2,67 т/м3, мо-
дуль деформации материала обделки £,=2,9 104 МПа, коэффици-
ент Пуассона этого материала v=0,15, сейсмичность 8 баллов, пре-
обладающий период колебаний частиц грунта То = 0,5 с.

Как видно из рис. 2.7, напряжения в своде могут превзойти
расчетное сопротивление бетона при растяжении R = 1 МПа (табл.
13 СНиП-31-75) как при действии одной волны (например, вол-
ны растяжения, направленной под углом а (между направлением
волн и вертикальной осью симметрии выработки) при 90°<asl05°),
так и при совокупном действии волн разного характера, приходя-
щихся одновременно или с определенными отставаниями.

При большинстве рассмотренных комбинаций совокупного
Действия волн, вызывающих появление трещин в своде, разруше-
Рис. 2.7. Эпюры расчетных нормальных тангенциальных напряжений
±ов на внутреннем контуре сечения обделки тоннеля:

а — от волн сжатия-растяжения различного направления; б — от волн
сдвига; стрелками указано направление действия сейсмических волн
ДОЛЖНО было бы происхо-
н ть не только в своде, но и в
Дпятах свода. Поскольку разру-
шения в пятах свода не наблю-
здись, то появление трещины
только в своде наиболее веро-
ятно при совокупном действии
волны сдвига и отстающей вол-
Hbi растяжения, направленных
под углом «=135° к вертикаль-
ной оси симметрии. Как видно
из рис. 2.8, при указанном со-
четании волн, а именно
о = о“в + 0,21онраст, возможно

Рис. 2.8. Эпюра расчетных нормальных
тангенциальных напряжений а0 на внут-
реннем контуре поперечного сечения об-
делки тоннеля от совокупного действия
волн растяжения и сдвига

разрушение в своде (о0=/?р) и
вместе сопряжения стенки с лот-
ком, где действительно наблю-
дались продольные трещины.

Цементационная штольня с

обделкой толщиной 0,5 м, выполненная из бетона М250, располо-
жена в слоистых тонкоплитчатых известняках. При землетрясе-
нии образовались продольные трещины в своде и пятах свода
шириной до 3 мм. Расчеты, аналогичные выполненным для авто-

дорожного тоннеля, выполнялись при следующих исходных дан-
ных: Ео=3 103 МПа; vo=O,25; р0=2,6 т/м3; Е=2,65 104 МПа; v=0,15;
ЛЕ=0,05; Го=О,5 с; 7?p=Q,88 МПа.

Расчеты показали, что трещины в своде и пятах свода могут
образоваться при нескольких сочетаниях действия волн растяже-
ния и сдвига разного направления. Как видно из рис. 2.9, образо-
вание трещин в своде и пятах свода (о(^/?р) должно сопровождать-
ся повреждениями в сечениях на стыке стенок с лотком.

Совершенно такие же результаты получены при расчете об-
делки дренажной штольни, выполненной из бетона М250, рас-
положенной также в слоистых известняках с прослойками мер-
Гелей. Геометрические параметры этой обделки те же, что и па-
раметры обделки цементационной штольни, породы отличаются
несколько более высоким значением модуля деформации
103 МПа), что незначительно сказывается на результатах рас-
Рис. 2.9. Эпюры нормальных тангенциальных напряжений на внутреннем контуре
обделки цементационной штольни:

а — при сочетании напряжений о,= о(!раст+0,175сглв и направлении волн под углом
а=105°; б — при он=ойслв+О,580нраст и а=105°; в — при аа=онраст+0,34о0с;1в и а=120°;

г — при ов=о0раст+О,59о0слв и а = 135°

чета. Повреждения обделки также идентичны тем, которые полу-
чила обделка цементационной штольни.

Рассмотренная методика позволяет объяснить возникновение
повреждений в обделках тоннелей с учетом закономерностей тео-
рии распространения длинных сейсмических волн в массиве по-
род.
2.8.	Исследования работы обделки
при распространении сейсмических волн
вдоль оси тоннеля

При неопределенности места возникновения землетрясения и
еГо расположения по отношению к тоннелю, а также вследствие
многократного преломления и отражения сейсмических волн от
границ раздела грунтовых слоев волны сжатия-растяжения и сдвига
могут подойти к тоннелю с любого направленимя.

Если фронт волн сжатия-растяжения и сдвига распространяет-
ся в плоскости, перпендикулярной продольной оси тоннеля, то
такой случай аналогичен задаче о расчете кольца, находящегося в
поле сейсмических напряжений, создаваемых этими волнами, т.е.
расчет следует выполнять в соответствии с ранее рассмотренным
случаем.

Если же фронт волн расположен в одной плоскости с продоль-
ной осью тоннеля, то последний будет совершать колебания вме-
сте с массивом, поскольку в данном случае его длина соизмерима
с длинами волн.

В качестве рабочей гипотезы предлагается гипотеза, что при
колебаниях массива при действии землетрясения все деформации
грунта будут передаваться сооружению. Основным условием ра-
ботоспособности тоннельной обделки является требование, чтобы
она выдерживала возможные деформации грунта [5].

Если направление фронта волн совпадает с осью тоннеля, то
они создают сдвиговые синусоидальные колебания тоннеля как
трубы и вызывают деформации искривления (рис. 2.10, а). Если
же фронт волн перпендикулярен к продольной оси конструкции,
то вдоль продольной оси тоннеля возникают зоны сжатия-растя-
жения без искривления (рис. 2.10, б).

Следовательно, необходимо оценить возможную максимальную
суммарную деформацию и напряжения, ею вызываемые.
При волне, параллельной оси конструкции, скорость измене-
ния прогиба грунта [или, что то же самое, угла наклона кривой
деформирования (рис. 2.11)]

Рис. 2.11. Схемы к определению максимальной ординаты кривой деформирования:
а — CB=OBl^a— Адл/2; б — tgcx = у' — /40sin<p = Л0со§ср(ср=0; у' = Ло)

лД}/2 2лД)

£/4	£ ’

где Ло — амплитуда колебаний грунта; ю40/2 — максимальная ор-
дината кривой деформирования; £ — длина волны.

Максимальная кривизна волны, или скорость изменения на-
клона кривой (рис. 2.12),

Рис. 2.12. Распределение уклона от сину-
соидальной волны

л 2лД)

А	2 Z	4л24)

Рв Z/4 Z2

а радиус кривизны

д 1 Z2

Рв 4л2Л0

(2.I4’
Если волны направлены под
углом а к оси тоннеля, то со-
ставляющая волна, направлен-
ная вдоль оси конструкции, бу-
дет ее растягивать или сжимать
на величину CD = ^osincp (рис.
2.13).

Аналогично можно считать,

что скорость растягивания оси,
конструкции пропорциональна
наклону кривой прогиба волны.

Максимальное относительное растяжение

(л/2)>40 sin ср

р А/4со8ф

Рис. 2.13. Схема распространения волн,
направленных под углом ф к оси тоннеля

2лЛ0

L

sin фсо$ ф.

Эта функция максимальна при ф = 45°, и в этом случае ер = xAJL.

Если отрезок CD представляет собой продольное удлинение
конструкции, то отрезок ВС = Л0со8ф есть поперечный прогиб
участка конструкции ОСЕ. Тогда аналогично (2.14) радиус кри-

визны деформированного уча-
стка тоннеля

R (E/costp)2________1}

4л2Л0 cos q> 4л2Я0 cos3 ср ’

и согласно рис. 2.14 относитель-
ная деформация конструкции на
изгиб

е - Н _ 2л2Д;//со53 ср

" ~ 5 ~ 2R Z2 ’

где Я— поперечный размер рас-
сматриваемого сечения обделки
'Например, диаметр Я тоннеля).

Рис. 2.14. Геометрическое построение из-
гибной деформации конструкции
Принимая минимальную длину волны L 6Н (критическая дли-
ia волны, при которой возможны деформации изгиба без разрыва
:плошности поверхности обделки), для волны, идущей под углом
р к оси тоннеля, имеем

Е

71 Aq з
1FCOS ф-

Тогда суммарная деформация е конструкции тоннеля от растя-
гивания и изгиба при действии сейсмических волн, идущих вдоль
продольной оси тоннеля под углом <р,

е = ер + еи

smtpcos

cos3 ср I .

(2.15)

Определяем максимальное значение суммарной деформации

<йр

В результате получим ср = 35°; из (2.15) с учетом £=с2 То имеем

етах ~ ^’^о/С2^О’

где 4, — ожидаемая амплитуда колебаний грунтового массива, м;
с2 — скорость движения сейсмических волн сдвига, м/с; То — пре-
обладающий период колебаний частиц грунта для ожидаемого зем-
летрясения, с.

Значения Ад, с2 и Тд следует определять в процессе инженерно-
геологических и сейсмологических изысканий, а при их отсут-
ствии — по справочным данным [16, 17].

Например, для бетонной обделки тоннеля, расположенного в
скальном грунте, при скорости волн 1000—1500 м/с, диапазоне
периодов колебаний 0,4—0,5 с (ожидаемая амплитуда колебаний
массива в этом случае согласно [17] будет 0,5—1 см) относитель-
ные деформации составляют 0,001 — 0,0005.

Такие относительные деформации могут вызвать появление
трещин в бетонных конструкциях, что необходимо учитывать при
10
конструировании обделок либо применением сборных конструк-
ций, либо устройством на определенном расстоянии антисейсми-
ческих деформационных швов, воспринимающих продольные де-
формации.

При <р=90° (направление сейсмических волн перпендикулярно
оси конструкции) етах = 0, т.е. в конструкции возникают не де-
формации искривления, а деформации продольного сжатия-рас-
тяжения. В этом случае напряженно-деформированное состояние
конструкции определяют на основании квазистатического расчета
кольца в соответствии с пп. 2.1 — 2.4.
Тлава 3

ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ТОННЕЛЕЙ МЕЛКОГО
ЗАЛОЖЕНИЯ С ГРУНТОВЫМ МАССИВОМ

Расчет обделок тоннелей мелкого заложения, сооружаемых в
основном открытым способом, не может быть осуществлен по
методике, приведенной в гл. 2, поскольку в данном случае не вы-
полняется одно из обязательных граничных условий, связанных с
наличием достаточной мощности толши грунта над тоннелем.

Технология открытого способа работ предусматривает разра-
ботку котлована, монтаж конструкций и последующую обратную
засыпку грунтом пазух между стенами тоннеля и откосами котло-
вана или свайным креплением; плотность и другие физические
свойства грунта засыпки всегда отличаются от аналогичных свойств
грунта в естественном состоянии.

Поэтому масса грунта, расположенного между коренным грун-
том откоса выемки и стенами тоннеля, а также засыпанного на
перекрытие, при землетрясении будет воздействовать на элемен-
ты обделки как внешняя нагрузка. Следовательно, необходимо
оценить ее воздействие на обделку при колебаниях, а также инер-
ционное воздействие массы элементов самой обделки. К реше-
нию данной задачи возможны два подхода.

При первом рассматривают инерционное давление грунта на
обделку в предположении вертикального и горизонтального ква-
зистатического сейсмического воздействия. Сейсмические силы
складываются из инерционных нагрузок S от собственной массы
элементов обделки тоннеля и инерционных нагрузок Q. от массы
грунта за обделкой, и решение задачи заключается в оценке этих
воздействий с последующим расчетом конструкций тоннеля на
эти внешние воздействия как на детерминированную нагрузку.

Второй подход учета инерционных свойств грунта для расчета
обделки основан на рассмотрении колебаний отдельных элемен-
тов обделки с грунтом как некоторой присоединенной массы. В
эТом случае составляют дифференциальные уравнения колебаний
элементов с учетом граничных условий (вида внешнего колеба-
тельного воздействия) и условий сопряжения силовых и кинема-
тических факторов в стыках между элементами (обделка из от-
дельных элементов, жесткая рама).

3.1.	Напряженное состояние обделки
от воздействия инерционных нагрузок

Рассмотрим две расчетные схемы распределения нагрузок на
тоннельную обделку при вертикальном и горизонтальном направ-
лениях действия сейсмических сил (рис. 3.1).

Сейсмические силы по вертикальному направлению имеют три
составляющих.

1.	Инерционные нагрузки (5® -54в) от массы элементов об-
делки определяют в соответствии с п. 2.4 СНиП П-7-81 как при-
ложенные в центре тяжести соответствующего элемента или же
как распределенные. Целесообразно учитывать формы и частоты
собственных колебаний отдельных элементов (см. п. 3.3).

1ШШШИ

^с’ ^.7. Схемы распределения нагрузок при вертикальном (а) и горизонтальном (б)
Давлениях действия инерционных сил грунта на обделку
2.	Инерционная нагрузка от бокового давления грунта

СГ=0сгц,	(3.1)

где £>сг — сейсмическое инерционное горизонтальное давление
грунта (см. ниже); ц — коэффициент трения грунта по материалу
обделки или гидроизоляции.

3.	Инерционная нагрузка от массы грунта, расположенной на
перекрытии,

(3.2)

где р — плотность (объемная масса) грунта; Н — глубина заложе-
ния перекрытия от дневной поверхности; А — коэффициент, рав-
ный 0,1; 0,2 и 0,4 соответственно для расчетной сейсмичности 7, 8
и 9 баллов (по п. 2.5 СНиП П-7-81);	— коэффициент, прини-

маемый по п. 2 табл. 3 СНиП П-7-81.

Со стороны основания приложена реакция R.

Сейсмические силы в горизонтальном направлении имеют также
три составляющие.

1.	Инерционные нагрузки (57 - 54г) от массы элементов обдел-
ки, определяемые в соответствии с рекомендациями [10].

Эти силы приложены по направлению одной из стен тоннеля,
к противоположной стене тоннеля приложена реакция Rx.

2.	Сейсмическое инерционное давление грунта на стены тон-
неля, являющееся одним из основных видов внешнего сейсмичес-
кого воздействия на тоннель.

Если рассматривать систему «тоннель — грунт» в ненарушен-
ном, естественном, состоянии, то указания п. 5.20 СНиП П-7-81,
в соответствии с которыми инерционная нагрузка несвязанного
грунта есть часть активного статического давления грунта, имею-
щего треугольную эпюру с основанием книзу (рис. 3.2, а), могут
быть использованы для учета сейсмической нагрузки на стенки
тоннеля. Например, использование данной эпюры вполне приме-
нимо для оценки давления грунта на элементы обделки, сооружа-
емой методом продавливания, или элементы конструкций, соорУ'
жаемых без вскрытия поверхности методом «стена в грунте». Но6
рис. 3.2. Схемы к определению инерционных составляющих горизонтальной нагрузки
на стены тоннелей мелкого заложения:

а — при закрытой проходке без нарушения естественного состояния грунта; б —
при открытом способе работ; угол откоса показан штриховой линией

случае когда тоннель строят в котловане с последующей засыпкой
грунтом пазух, имеющих сечение в виде треугольника или усечен-
ной призмы с основанием вверху (рис. 3.2, б), эпюра инерционно-
го давления будет иметь ординаты, увеличивающиеся от основа-
ния к перекрытию тоннеля.

Эти данные получены на основании многолетних теоретичес-
ких и экспериментальных исследований, проведенных в Институ-
те строительной механики и сейсмостойкости Грузии под руко-
водством проф. Ш.Г. Напетваридзе [31, 36].

На основании этих исследований интенсивность сейсмическо-
го давления грунта на жесткую подпорную стену (или стену тон-
неля)

Ру = 0,67^(t)AKfihsim^2h,	(3.3)

а полное сейсмическое давление, т.е. равнодействующая интен-
сивности сейсмического давления,

Р< = [Pc(z)dz = О,876р(Г)Л^ Ц-,	(з.4)

гДе р(/) — коэффициент динамичности по СНиП П-7-81; h — вы-
сота подпорной стены, или мощность слоя грунта засыпки за сте-
нами.

Анализируя выражение (3.3), можно прийти к следующему
вЫводу: распределение сейсмического давления грунта на соору-
7^7^77 7/7 77 77 77 к

О'

-—<7—

Рис. 3.3. Схема к примеру расчета кон-
струкции обделки рамного типа на дей-
ствие инерционных сил

жения типа подпорных стен име-
ет синусоидальное очертание с
максимумом у верха стены.

3.	Сейсмическое инерцион-
ное горизонтальное давление
грунта, находящегося на пере-
крытии.

Если рассматривать массив
грунта как единое жесткое тело,
то нагрузка (с определенным
запасом) будет представлять со-
бой инерционную составляю-
щую массы грунта, умноженную
на коэффициент трения грунта
по обделке, т.е.

Q!,=AKtHu. (3.5)

В качестве примера рассмот-
рим две конструкции — рамную
конструкцию перегонного тон-

неля из сборных элементов с шарнирным опиранием перекрытия
на стены и конструкцию, выполненную из цельносекционных эле-
ментов (рис. 3.3).

Схема получена для расчета на ЭВМ с использованием алгорит-
ма и программы «Модель ЦНИИС». Исходные данные: моменты
инерции стен У^ЕЗЮ-3 м4, лотка и перекрытия J2 = 3,3 10"3 м4,
модуль деформации обделки £",=3,5 104 МПа, сейсмичность райо-
на 9 баллов, угол внутреннего трения грунта 24°, объемная масса
грунта 1,8 т/м3.

Для обеих конструкций также исследовалось влияние жестко-
сти (плотности) грунта засыпки. В первом случае принимались
следующие коэффициенты постели упругого основания: в лотке
К'й = 50 МН/м3, за стенами =20 МН/м3, во втором — соответ-
ственно А/=35 МН/м3 и Kq =15 МН/м3.

Результаты расчета (рис. 3.4) позволяют сделать следующие
основные выводы.

Для обоих типов конструкций при учете сейсмических воздей-
ствий в сечениях ригелей и стен возникают изгибающие момеИ-
Рис. 3.4. Расчетные эпюры моментов М, кНм, в сечениях рамной конструкции перегон-
ного тоннеля при Кг0 = 50 МН/м3, К20 = 20 МН/м1:

а — при основном и особом (штриховые линии) сочетании нагрузок; б — при
жестком и шарнирном (штриховые линии) сопряжения верхнего ригеля со стена-
ми (для особого сочетания)

ты, увеличенные на 20—70 % по сравнению со статическим воз-
действием.

Возможность снижения внутренних усилий в сечениях (до 30 %)
путем применения конструкций с жесткими узлами особенно важна
при конструировании обделок.

На основе указанных исследований и расчетов для Ташкентс-
кого метрополитена были даны первые рекомендации [35] о целе-
сообразности замены плоскостных сборных элементов обделок
открытого способа работ замкнутыми объемными (цельносекци-
онными) элементами (см. гл. 6).

3.2.	Оценка напряженно-деформированного состояния
обделки с использованием методов
сейсмодинамической теории

Динамическая теория сейсмостойкости линейных подземных
трубопроводов [27], разработанная Т.Р. Рашидовым применитель-
но к подземным коммуникациям, позволила решить многие зада-
чи, связанные с обеспечением сейсмостойкости трубопроводов
неглубокого заложения, разрушение которых наблюдалось во вре-
мя ташкентского землетрясения 1966 г.

Для использования этой теории применительно к конструкци-
ям транспортных тоннелей потребовалось ее дальнейшее развитие
с учетом существенной роли в формировании напряженно-дефор-
мированного состояния обделок деформации элементов в попе-
речном сечении. В данной постановке рассматриваются колеба-
ния отдельных элементов конструкции в предположении попе-
речного к оси тоннеля направления сейсмического воздействия в
виде прямоугольного импульса.

Рассматривая, например, плоскую прямоугольную рамную си-
стему (рис. 3.5), составляют дифференциальные уравнения:

поперечных колебаний стоек рам

д4Х. 1 d2Xi	1 ди0

---Г- + ~Т---Г- + Pi = ~Г---г
ду4	a2 dt2	a2 dt2

и соответственно колебаний ригелей

д4Г,	1 д%

—т- + ------J- + Qi = О-

Эх	a2 dt2	4j

(3.6)

(3.7)

В уравнениях (3.6) и (3.7) X. и К — относительные деформации
элементов рам по отношению к грунту; у. и х. — соответствующие
координаты; индексами i, j и величинами pi и могут быть учтены
число пролетов и специфика

У,(х,0 в

т2	х/уЛ)	х,(у,0	т2	Сейсмическое
К2	е/2		к2	воздействие

С	У2М EJ3		
	Кз / тз _	D х	

Рис. 3.5. Расчетная схема для однопут-
ного тоннеля открытого способа работ
при поперечном к оси тоннеля сейсми-
ческом воздействии

работы элементов рам (напри-
мер, для трехпролетной станции
метрополитена для средних сто-
ек р=0, для верхних ригелей
q=0; коэффициенты а. и а. за-
висят от материала и геометри-
ческой формы рам, а также от
высоты засыпки грунта над вер-
хним ригелем; uQ — перемеще-
ние грунта.

В зависимости от принятых
моделей грунта величины р. и qf
учитывающие реакцию грунта на деформации элементов рам, т.е.
свойства грунта за обделкой, могут быть выражены в различных
сложных или простых формах.

Так, например, для реакции грунта может быть принята ли-
нейная зависимость между смешением грунта м0(г) и давлением
его на элементы обделки:

q(t) = с«0(Г),	(3.8)

где с — коэффициент пропорциональности, определяемый либо
экспериментально с учетом как упругих, так и реологических (вяз-
коупругих) свойств, либо задаваемый коэффициентом постели
грунта.

Решение задачи осуществляется известными методами теории
колебаний с численной реализацией на ЭВМ. В результате полу-
чают перемещения и силовые факторы, анализируют напряжен-
но-деформированные состояния конструкции.

В монографии [35] подробно рассмотрены колебания рамных
систем типа обделок перегонных тоннелей открытого способа ра-
бот и определены частоты и формы их собственных колебаний.
Построены графики изменения параметров первых четырех частот
(рис. 3.6) в зависимости от изменения коэффициентов постели ос-
нования (^=5+50 кН/см3) при фиксированных значениях упругос-
ти грунта боковой засыпки (/^=10-5-30 кН/см3), и наоборот.

Расчеты выполнены для следующих условий: плотность (объемная
масса) — для грунта р0=1,8 т/м3, для материала обделки р=2,5 т/м3;
высота засыпки грунта над обделкой = 4 м, размер рамы 4,4x5 м.

По этим данным подсчитаны частотные коэффициенты ц|к соб-
ственных колебаний цельносекционной обделки тоннеля, связан-
ных с собственными частотами <о колебаний грунта зависимостью

со = ац1к//,	(3.9)

где а — коэффициент; / — ширина рамы, равная 4,4 м.

Графики частотных характеристик (см. рис. 3.6) позволяют про-
анализировать влияние грунтовых условий на параметры колеба-
ний конструкций. Так, при повышении жесткости грунтов осно-
вания тоннеля (Л”3>4) отмечается стремление к росту частоты соб-
ственных колебаний конструкции тоннеля; то же самое происхо-
дит при повышении упругости К2 грунта засыпки за боковыми
Рис. 3.6. Динамика изменения первых четырех (1-4) частот собственных колебаний обделки в зависимости от
соотношения жесткости грунта засыпки при коэффициентах постели основания К2 = const (а) и К, = const (б)
стенами с 10 до 20 МН/см3, что приводит к росту собственных
частот колебаний.

В целом следует отметить, что эти зависимости не всегда носят
монотонный характер, и для выбора оптимального варианта необ-
ходимо выполнить численный анализ.

На базе разработанной в [27] теории исследована динамика
изменения усилий в элементах цельносекционной обделки (рис.
3.7), полученных с использованием ЭВМ, при действии сейсми-
ческих сил, задаваемых ускорением грунта в виде прямоугольного
импульса продолжительностью /0:

«о(0 = .

J/ta при t s t0
0 при ? >

(3.10)

где г0 — продолжительность действия импульса; J — значение им-
пульса (скорости колебаний частиц грунта).

При выполнении этих расчетов, кроме исходных данных, ука-
занных ранее, дополнительно приняты следующие данные: тол-
щина стен 0,15 м, толщина ригелей 0,2 м, модуль упругости мате-
риала обделки 4 104 МПа (его плотность та же, т.е. р = 2,5 т/м3).

Анализ полученных результатов позволяет сделать следующие
выводы. Коэффициенты упругости грунта боковой засыпки и в
основании существенно влияют на смещения, изгибающие мо-
менты и перерезывающие силы в сечениях обделки. Построение
эпюр по времени и координатам дает возможность судить о наи-
более неблагоприятном напряженно-деформированном состоянии
элементов тоннеля, знание которого необходимо для конструиро-
вания надежных сейсмостойких обделок.

В указанной постановке могут быть решены и другие задачи, в
частности задача оценки напряженно-деформированного состоя-
ния криволинейной конструкции мелкого заложения в виде сбор-
ной обделки перегонных тоннелей или односводчатых станций, а
также многопролетных рам прямоугольного очертания, являющихся
Расчетной схемой станций метрополитена открытого способа ра-
б°т из сборных элементов. Некоторые результаты таких расчетов
Приведены в работе [36].
Рис. 3.7. Эпюры смещений и, мм (а); моментов М, к Нм, (б) и нормальных сил Q, кН, (в) в обделке в зависимости
от продолжительности t сейсмического возмущения при К2 = К3 — 5 МН/м2
3.3.	Исследование продольных колебаний тоннелей
мелкого заложения

При рассмотрении задачи о продольных колебаниях тоннелей
учитываются следующие положения [28].

Целью расчета является оценка тех напряжений и деформа-
ций, которые могут возникать в элементах тоннеля от продольной
составляющей сейсмического воздействия, соизмеримой с длиной
тоннеля, и разработка конструктивных мероприятий, которые
могли бы снизить усилия в обделках.

Это позволяет обеспечить прочность обделки при сейсмичес-
ких напряжениях в грунте, действующих в поперечной к оси тон-
неля плоскости, и ослабить эффект от сейсмических напряжений,
действующих вдоль оси тоннеля, путем обеспечения свободы де-
формаций тоннельной трубы.

Другими словами, допуская свободные перемещения тоннеля в
грунте, следует оценить, какова должна быть жесткость тоннеля
по длине или, точнее, жесткость соединения отдельных участков
(колец) с тем, чтобы соответствующим образом конструировать
обделку тоннеля.

Постановка задачи состоит в следующем. Под воздействием
составляющих сейсмических волн, направленных по продольной
оси тоннеля, последний будет совершать продольные колебания в
окружающем грунтовом массиве.

Общее решение задачи о напряженно-деформированном со-
стоянии континуальных систем, расположенных в грунтовой сре-
де и находящихся под динамическим воздействием, рассматрива-
ется в сейсмодинамической теории подземных трубопроводов.
Здесь колебания системы, состоящей из отдельных различным
образом связанных между собой стержней, описываются систе-
мой уравнений в частных производных вида:

_ д2и д2и т п
я—г - m—г- - L„r.. = 0.

дх2 dt2 р

(З.П)

где в — продольная жесткость стержня; и — продольное абсолют-
ное перемещение стержня; m — масса единицы длины стержня; Lp
~~ параметр, учитывающий периметр стержня; тх — удельная сила
взаимодействия между стержнем и грунтом, приходящаяся на еди-
ницу длины стержня.
В зависимости от принятой модели грунта удельная сила тд. может
принимать различные значения, например, для упруго-вязко-пла-
стической модели грунта:

\ = (w - w0) [1 - ш (м - и0)],

а для идеально упругой модели

\=кх ~ ио>’

где кх — коэффициент равномерного сдвига стержня в грунте (ана-
логичен коэффициенту трения); м0 — перемещение грунта вдоль
оси тоннеля; со — параметр, учитывающий пластичность грунта
(функция пластичности).

Если принять, что перегонный тоннель работает в продольном
направлении как труба, то для решения поставленной задачи с
учетом конкретных геометрических размеров и связей между от-
дельными кольцами (секциями) тоннеля возможно использовать
вышеуказанные предпосылки сейсмодинамической теории.

Рассмотрим продольные колебания перегонного тоннеля мет-
рополитена, состоящего из отдельных участков (секций), которые
по длине тоннеля соединены между собой различным образом (рис.
3.8). Такой случай может возникнуть, например, при сооружении
тоннеля из монолитного бетона или железобетона. Положим, что
отдельные условные секции тоннеля, рассматриваемые как имею-
щие одну степень свободы, имеют одинаковые длины, равные /.
Тоннель разбиваем на эти отдельные условные секции и вместо
тоннеля, имеющего бесконечное число степеней свободы, полу-

Рис. 3.8. Схемы соединения колец обделки перегонного тоннеля открытого способе
работ в продольном направлении:

а — полностью омонол ичиваемая конструкция тоннеля; б — конструкция тонне'
ля из отдельных элементов, жестких в поперечном направлении по отношению *
оси тоннеля; в — та же конструкция, но с антисейсмическими швами
чим тонель, состоящий из п секций, имеющих п степеней свобо-
ды (рис. 3.8, а) с промежуточными узлами ..., л—1, п, л+1, ... .

Определим усилия в узлах п и л+1, возникающие за счет упру-
гой работы условных секций тоннеля с учетом силы сопротивле-
ния окружающего грунта в предположении, что материал тоннеля
и грунт, в котором он расположен, в продольном направлении
однородны и упруги.

Смещения узлов ..., л—1, л, л+1, ..., которые зависят только от
времени, обозначим соответственно ..., un_v ип, un+i, ... . За счет
упругой работы условной секции тоннеля, с учетом взаимодей-
ствия грунта, в узлах л и л+1 возникают усилия N", N"p, N”*',
N”p , направленные влево или вправо. В сечении посередине п-
го участка усилие обозначим через N".

Тогда можно записать

дгл _ дгл _ д U„ _
пр 4 эг2 п₽’

ДУП+1 _ Д/л	д Ц,ц.| _ т-л+1

4 dt2 1

(3.12)

Здесь Т”р и Т" — результирующие силы сопротивления грунта
в отрезках [0,1/2] и [1/2, /п]; m — масса обделки на единице длины
тоннеля.

Из системы (3.12) получим

Nn^ ~ р -	(й„ + «я+1) - ТГ' - Гплр.

Усилие N" можно выразить через относительные деформации в
виде

7V" = ви'^-“п	(з ,13)

Здесь B=EF, где Е— модуль упругости материала обделки; F—
площадь поперечного сечения тоннеля.
Теперь систему (3.12) можно переписать:

♦ /т,А;

1	1/2

где тп — удельная сила взаимодействия между обделкой тоннеля и
грунтовой средой, приходящаяся на единицу длины тоннеля.

Аналогично можно написать:

др» =

ml ..

+ ТМ'

/

- ft

1/2

тогда получим выражение:

ml ..

-----К, +

4 "

i

+^„dxn +
0	1/2

В рассматриваемом случае условием равновесия n-го узла явля-
ется условие

=0.

Тогда

т1. ри„~ “п-\ р «„*2 - «„

Т"""я~-----------В~Г~-

1/2	I

-frndx„ - fx^dx^ = 0.

О	1/2

Здесь

= кЛГ[мо(х„,/)-«„(х»’О]’

с„-| = «хГ [«оК-i, f) -	К-!, ')]•

(3.14)

(3.15)
В выражениях (3.15)

к = L к I,
хТ р х ’

где Lp — наружный периметр поперечного сечения обделки тон-
неля; кх — коэффициент продольного взаимодействия между об-
делкой тоннеля и грунтовой средой, определяемый опытным пу-
тем.

С учетом выражения усилий в виде (3.13) можно написать

un(x„,t} = z х„ + /„(г)	(3.16)

или u„(x„,t) = ип +	х„.

Аналогично получим:

4,-i	= 4,-1 + U"	4,-о

и (х Л - и -I-	~~ Y

~	+	I	xir

Используя выражения (3.15) и (3.16), получим:

//2 к

JX/X. =	[3(«0„ - 4,) + («о„.1 - 4,+1)];

/4,-1<*4,-| = -^[3(М0„ - 4,) + («О,,-! - 4,-1 Я (3’

1/2	6

где и=ип(х , t) при х = 0.
О/» Оу /г ' г п

Подставляя (3.17) в (3.14), после преобразований получим:

ххт В\

-J" " “J 4,-1 = 4т«о„-
Теперь можно записать в окончательном виде систему уравне-
ний колебаний перегонного тоннеля, считая его системой с ко-
нечным числом степеней свободы:

(3.18)

где ип — абсолютные перемещения /7-го участка тоннеля; иОп —
перемещение грунта вблизи рассматриваемого участка при земле-
трясениях.

Численное решение системы (3.18) в относительных координа-
тах позволяет провести анализ влияния длины участка тоннеля,
рассматриваемого как жесткий стержень, на напряженно-дефор-
мационное состояние обделки.

Например, для перегонного тоннеля из монолитного железо-
бетона для грунтовых условий Ташкента (лёссовые суглинки) от-
носительные смещения и п = иJA^ отдельных участков тоннеля
(рис. 3.9) зависят от числа рассматриваемых участков п [числа урав-
нений в системе (3.17)] длиной / (здесь Ао — ожидаемая амплитуда
колебаний грунта).

Начиная с определенного значения числа п, решение для сред-
него уравнения системы станет независимым от числа уравнений-
Это дает возможность выявить необходимое число уравнений для
определения минимальных перемещений ип (в относительных
Рис. 3.10. Изменения напряжений в со-
седних участках обделки в зависимости
от числа уравнений п

рис. 3.9. Графики изменения максималь-
ных смещений отдельных участков тон-
неля в зависимости от числа рассматри-
ваемых уравнений п при Кх = 0,3 МПа и
скорости с распространения волн в грун-
те, равной 500 м/с (1) и 5000 м/с (2)

координатах) (см. рис. 3.9) и
напряжений ип = ип_} (рис. 3.10)
в средних сечениях. Для рас-
сматриваемого примера л=15—
17, т.е. при рассмотрении ко-

лебаний участка тоннеля, состоящего из жестко соединенных 15
— 17 секций тоннеля (при /=3 м в данном конкретном случае),

Рис. 3.11. Изменение смещений (а) и напряжений (б)
в соседних участках обделки по времени сейсмическо-
го импульса т
Рис. 3.12. Изменение смещений (а) и напряжений (б) в зависимости от значения
(для cf = 300 м/с, Кх = 0,2 МПа, N = 15)

возможно получить и минимальные смещения (и*„), и напряже-
ния (ип —

Установление числа уравнений дает возможность определить
расстояние по длине тоннеля, на котором необходимо устраивать
антисейсмические деформационные швы. В данном конкретном
случае это расстояние nl ~ 45 м.

По указанной методике может быть рассмотрена задача о про-
дольных колебаниях тоннеля, отдельные участки которого соеди-
нены между собой демпфирующими устройствами с узлами раз-
личной жесткости (см. рис. 3.8, б, в), выражаемой коэффициен-
том податливости кп. Расчеты показывают, что в этом случае [28}
на максимальные смещения и напряжения в элементах обделок
не влияет продолжительность действия сейсмического импульса
(рис. 3.11), и с увеличением коэффициента податливости (при
устройстве демпфера) напряжения в сечениях обделки уменьша-
ются (рис. 3.12).
/лава Ч

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ПОВЕДЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ ТРАНСПОРТНЫХ
ТОННЕЛЕЙ ПРИ ДИНАМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ

4.1.	Методика моделирования работы подземных
сооружений на сейсмической платформе

Анализ повреждений обделок после землетрясений свидетель-
ствует о том, что тоннели разрушаются в тех случаях, когда встре-
чаются резкие изменения свойств грунта, трасса располагается на
косогорных участках, при плохой связи элементов конструкций в
поперечном сечении (например, для тоннелей мелкого заложения
при непрочном соединении ригелей со стенами, при наличии во-
донасыщенных грунтов) и т.д.

При проектировании тоннелей учитывать все эти факторы рас-
четными методами сложно, поскольку они не укладываются в нор-
мируемые параметры, такие, например, как коэффициент сейс-
мичности, скорость распространения сейсмоволн и др.

При выборе решения в таких сложных случаях проектировщи-
кам приходится опираться на свою инженерную интуицию и опыт,
т е. принимать волевое решение.

Исследования, проведенные в последние годы дают возмож-
ность качественно, а во многих случаях и количественно учиты-
вать влияние этих факторов.

Много может дать информация с инженерно-сейсмометричес-
ких станций, регистрирующих поведение однотипных тоннель-
ных конструкций в разных инженерно-геологических условиях и
Разнотипных обделок в одинаковых грунтовых и гидрогеологи-
ческих условиях. Информация от таких станций (см. гл. 7) будет
Регулярно поступать после их ввода в эксплуатацию.
Получить нужную информацию до проектирования позволяет
создание искусственного динамического воздействия на модели
тоннельных обделок с использованием для этой цели сейсмичес-
ких платформ, а также проведение динамических испытаний по-
строенных конструкций.

Для модельных исследований в качестве основного инструмен-
та автором была использована сейсмическая платформа Грузинс-
кого политехнического института грузоподъемностью 1 т [8]. Плат-
форма может обеспечить проведение испытаний моделей при раз-
личных гармонических режимах движения основания с плавноиз-
меняющейся частотой, а также при импульсивных (ударных) воз-
мущениях.

Целью исследований было выявление закономерностей изме-
нения напряженно-деформированного состояния конструкций
перегонных тоннелей мелкого заложения, сооружаемых открытым
способом на метрополитенах в Ташкенте и Тбилиси, при различ-
ном конструктивном выполнении обделок и различном состоя-
нии грунтового массива. В частности, объектом исследований слу-
жили прямоугольные рамные конструкции из объемных (цельно-
секционных) и сборных элементов, соединяемых различными спо-
собами между собой в плоскости поперечного сечения тоннеля и
вдоль тоннеля.

Исследовалось влияние жесткости связи элементов цельносек-
ционных обделок по длине тоннеля на их напряженно-деформи-
рованное состояние, концентрация напряжений в местах примы-
кания перегонных тоннелей к конструкциям иной жесткости (на-
пример, при соединении тоннельных обделок с конструкциями
станций метрополитена), изучалось влияние плотности грунта за-
сыпки и его водонасыщения на динамику деформированного со-
стояния обделок.

Исходя из тех задач, которые ставились при исследовании ра-
боты железобетонных цельносекционных и сборных обделок, в
масштабе 1:20 натуральной величины были изготовлены модели
обделки в двух вариантах: из цементно-песчаной смеси, армиро-
ванной металлической сеткой с ячейками 1x1 см при диаметре
арматуры 1 мм (рис. 4.1), и цементно-песчано-резиновой смеси.

В экспериментах с моделями относительные деформации сте-
нок и ригелей измерялись проволочными тензодатчиками, пара-
метры колебаний платформы (в частности, ускорение) были из-
Рис. 4.1. Конструкция модели обделки из цементно-песчано-резиновой смеси (а) и
схема размещения тензорезисторов 1-12 (б):

1 — отдельная секция; 2— металлическая сетка; 3 — стягивающий стержень; 4 —
торцовая пластина

вестны, что давало возможность оценивать относительные дефор-
мации обделок в натуре.

Для моделирования среды был принят мелкозернистый песок
плотностью 1,8 т/м3 с модулем крупности Мк= 1,56, имитирующий
сыпучую среду, при этом в соответствии с теорией расширенного
динамического подобия А. Г. Назарова [19] углы внутреннего тре-
ния материала засыпки модели и натуры были приняты равными.

Для сравнения экспериментов по оценке напряженно-дефор-
мированного состояния обделок при изменении того или иного
параметра (без перерасчета на натуру) были выбраны модели из
органического стекла, имевшие при геометрическом масштабе 1:20
тонкостенные стенки и ригели, что позволило при широком диа-
пазоне динамических возмущений получить устойчивые показа-
ния тензорезисторов.
В процессе испытаний имитировались два вида воздействий —
стационарные колебания гармонического типа с амплитудой от
0,1 до 2,5 см и частотой от 0,7 до 10 Гц и импульсные (ударные)
воздействия с начальной скоростью от 0 до 295 см/с.

Испытания моделей (рис. 4.2) велись в такой последовательно-
сти. В установленный на раму сейсмоплатформы короб отсыпали
слой песка основания определенной толщины (в зависимости от
задачи испытания), затем устанавливали модель тоннеля той или
иной конструкции (труба, сборная или цельносекционная обдел-
ка) с теми или иными граничными условиями (связь элементов,
различная длина тоннеля, расположение оси тоннеля параллель-
но или поперек направлению движения платформы). С помощью
тензорезисторов измеряли относительную деформацию стенок
моделей от статического и динамического давления грунта.

Затем модель обделки полностью засыпали песком и предвари-
тельно уплотняли засыпку включением платформы на 100-120 с
(для стабилизации показаний тензорезисторов).

Сигналы с тензорезисторов записывались осциллографом Н-004
с бумажной лентой шириной 200 м, на которой одновременно
фиксировались семь лучей: шесть регистрировали показания тен-
зорезисторов, седьмой — показания прогибомера. Для определе-
ния амплитуды и ускорения а колебаний платформы использова-
ли электрический Q-образный прогибомер с наклеенными у за-
делки тензорезисторами.

Для выбранных частот на осциллограммах замеряли максиму-
мы (пики) записей, соответствующие одному и тому же времени

Рис. 4.2. Общая схема эксперимента:

1 — прибор для измерения плотности засыпки; 2 — короб с засыпкой; 3 — модель
с наклеенными тензорезисторами 1 — 12; 4 — рама платформы; 5 — прогибомер
для регистрации движений платформы
для всех лучей. Для всех пиков вычисляли параметры, необходи-
мые для статистической обработки (среднее квадратичное откло-
нение, относительная изменчивость, вариант, ошибка среднего,
показатель точности, достоверности и, наконец, требуемое число
наблюдений — пиков осциллограмм), т.е. длину участка записи, а
следовательно, и число экспериментов в каждой серии.

Измеренные значения умножали на тарировочный коэффици-
ент, подсчитанный для каждого луча отдельно в зависимости от
заранее записанной на ленте масштабной ступени (длина развер-
тки). Таким образом были получены истинные значения относи-
тельных деформаций модели, зарегистрированных тензорезисто-
рами. По замеренным значениям относительных деформаций стро-
или эпюры для каждой точки обделки при различных частотах
(периодах) колебаний.

4.2.	Зависимость напряженно-деформированного
состояния обделки от ее конструкции

При экспериментах исследовали следующие факторы, влияю-
щие на деформированное состояние обделки:

влияние жесткости присоединения ригеля (шарнир, заделка) к
элементам стен сборных обделок;

роль связи между элементами цельносекционных обделок при
поперечном и продольном сейсмических воздействиях;

влияние длины свободно колеблющегося участка тоннеля, со-
стоящего из цельносекционных элементов.

Влияние жесткости присоединения ригеля к стенкам обделки
исследовали на двух типах моделей. В первом типе моделей риге-
ли присоединялись к стенкам шарнирно, во втором — жестко.
При идентичных условиях эксперимента (одинаковых плотности
засыпки, ускорении и амплитуде колебаний платформы и др.) за-
меряли относительные деформации стенок. Сопоставление полу-
ченных результатов (рис. 4.3) показывает, что при уменьшении
Жесткости присоединения ригеля (шарниры в верхних углах) от-
носительные деформации стенок (штриховая линия на графике)
Увеличиваются на 40—60 %. В статических же экспериментах это
Увеличение не превышало 15—20 %.
Отсюда следует важный вывод — при конструировании об-
делки для сейсмических районов целесообразно создавать кон-
струкции с жесткими узлами, прибегая к омоноличиванию сбор-
ных элементов, либо применяя цельносекционные или объем-
ные элементы.

Роль связей между элементами цельносекционных обделок при
различных видах воздействия изучали по следующей методике.

На моделях жесткость связей секций между собой имитирова-
ли прижатием элементов друг к другу при помощи стягивающего
стержня 3 (см. рис. 4.1). Меняя силу прижатия, можно было ими-
тировать как свободно стоящие секции, практически не связан-
ные друг с другом, так и тоннельную конструкцию, в которой все
секции жестко связаны между собой. В экспериментах рассматри-
вали три варианта моделей тоннеля, состоящие из 8, 15 и 22 сек-
ций, что соответствовало в натуре длине тоннеля, равной двум,
четырем и пяти-шести наибольшим поперечным размерам.

Рис. 4.3. Графики изменения относитель-
ных деформаций в зависимости от кон-
структивного решения модели (данные
тензорезисторов, наклеенных по середи-
не стенки модели):

1 — модель с верхними шарнирными
узлами; 2 — жесткая модель (цельносек-
ционная); со — ускорение платформы

Зависимости, построенные
на основе показаний тензоре-
зисторов для двух сечений (рис.
4.4), аналогичны зависимостям,
полученным на основе показа-
ний остальных тензорезисто-
ров. Результаты этих испытаний
свидетельствуют о том, что не-
целесообразно устраивать жес-
ткие связи между жесткими
секциями.

Если жесткость связи секций
между собой влияет на измене-
ние напряженно-деформиро-
ванного состояния тоннеля, то
естественно предположить, что
жесткое закрепление участка
тоннеля в каком-либо месте так-
же вызовет увеличение внутрен-
них усилий. На практике таким
случаем можно считать жесткое
сопряжение обделок различно-
го поперечного сечения (соеди-
пение круглого и прямоугольно-
го участков тоннелей, примыка-
ния перегонного тоннеля к стан-
ции метрополитена и др.).

Для выявления влияния это-
го фактора были проведены две
серии экспериментов. В одной
серии экспериментов модели
тоннеля, включающие в себя 8,
15 и 22 секции, свободно укла-
дывали в засыпку, в другой се-
рии торцы моделей обделки с
помощью отрезков стальных
угольников закрепляли на дни-
ще короба таким образом, что
создавалась жесткая заделка тор-
цов тоннельной трубы.

Рис. 4.4. Зависимость относительных де-
формаций модели от жесткости связи эле-
ментов по длине для двух сечений тонне-
ля: при сильном (сплошные кривые) и сла-
бом (штриховые) натяжении стержня:
1,2— номера тензорезисторов

Результаты экспериментов показали значительные отличия в
деформациях свободного и закрепленного участков моделей.

Для моделей с незакрепленными торцами (рис. 4.5, а) дефор-
мации при вибрационном воздействии стенда соответствуют пе-
рекосу поперечного сечения как коробчатой рамы с жесткими уз-
лами, при этом с ростом частоты колебаний (а следовательно, и
ускорений) абсолютные значения относительных деформаций уве-

личиваются.

Точки перегиба эпюр относительных деформаций как в стенах,
так и в горизонтальных элементах (ригелях) располагаются при-
мерно посередине длин этих элементов. Такое деформированное
состояние может быть вызвано односторонним сейсмическим дав-
лением засыпки. Поскольку сейсмическое давление грунта по глу-
бине конструкции уменьшается и одновременно снижается под-
вижность слоев грунта в горизонтальном направлении, то такое
воздействие должно вызывать перекос сечения. Характер дефор-
маций моделей соответствует указанному явлению.

Для моделей с закрепленными торцами при поперечном воз-
действии как гармоник, так и импульса (рис. 4.5, б, в) прослежи-
Вается изгиб, соответствующий работе балки с защемленными кон-
цами. Роль балки в этом случае выполняет стенка модели, работа-
вшая при стягивании секций по торцам как единая пластина. При
п = 4,5 Гц

п = 5,6Гц

п = 6,5 Гц

этом горизонтальные элементы (днище, перекрытие) работают в
горизонтальной плоскости как балки с неподвижными опорами;
ввиду своей большой горизонтальной жесткости они не дают воз-
можности стенкам в узлах соединения их с ригелями смещаться в
направлении колебаний. Благодаря этому исключается перекос
поперечного сечения модели.

При действии горизонтального сейсмического давления засыпки
вследствие большой жесткости узлов соединения стенки моделей
работают как балки с защемленными концами.

С ростом числа жестко связанных между собой секций цельно'
секционной обделки увеличиваются относительные деформаШ111
практически по всем сечениям, поскольку при жестком закрепле-
нии торцов увеличивается прогиб участка трубы (тоннеля).

Эти эксперименты подтверждают теоретические предпосылки
о целесообразности членения тоннеля на участки антисейсмичес-
кими деформационными швами.

При ударном воздействии картина поперечников тоннеля прак-
тически не отличается от таковых при вибрационном воздействии.
Разница отмечается лишь в абсолютных значениях деформаций,
что связано с тем, что энергия удара передается непосредственно
на раму стенда, а от него — моделям.

4.3.	Влияние грунтовых условий на развитие
сейсмических деформаций в обделках

С целью выявления влияния плотности грунта и его влажности
на развитие относительных деформаций на сейсмоплатформе были
проведены два цикла экспериментов с моделями из органическо-
го стекла. Полученные данные сопоставлялись как между собой,
так и с результатами статических испытаний.

Для количественной оценки плотности засыпки в каждый мо-
мент времени (первый цикл экспериментов) был разработан спо-
соб замера плотности и соответствующий прибор. При колебани-
ях по полученным парам значений относительной деформации и
коэффициента пористости строились графики зависимости этих
значений для отдельных точек поперечного сечения обделки (рис.
4.6, а). Все графики обнаруживают одну общую закономерность: с

?ис- 4.6. Графики зависимости относительной деформации е поперечного сечения
Сделки от коэффициента е пористости грунта (а) и его влажности w (б) по дан-
Ньич резисторов 2 (штриховая) и 8 (сплошная); расположение резисторов 1-12 пока-
Зан° на схеме (б)
уменьшением коэффициента пористости, т.е. с увеличением плот-
ности грунта, относительные деформации поперечного сечения
обделки уменьшаются. В большинстве случаев при уменьшении
коэффициента пористости от 0,61 до 0,55 степень увеличения от-
носительных деформаций по сравнению с такой же в случае ста-
тического давления грунта снижается в пределах от 33 до 10 %.

Таким образом, как показали опыты, сейсмическое воздействие
на обделку и вызванные им деформации ее поперечного сечения
при рыхлой засыпке больше, чем при плотной. Эта закономер-
ность хорошо увязывается с данными натурных обследований по-
следствий землетрясений, согласно которым повреждения подзем-
ных сооружений, в частности тоннелей, при рыхлых грунтах бо-
лее значительны, чем при плотных, а также с результатами теоре-
тических исследований.

Во втором цикле испытаний исследовалось влияние влажности
грунта на напряженно-деформированное состояние обделки.

Влажность И/| грунта засыпки варьировалась в трех состояниях
и составляла 0,12; 10,7 и 20 %, что соответствует степени G влаж-
ности грунта засыпки, равной 0,06; 0,56 и 1,0 соответственно, т.е.
исследуемые грунты засыпки в рассмотренных случаях относи-
лись к маловлажным, влажным или водонасыщенным.

Графики зависимости относительных деформаций сечений об-
делки от влажности (рис. 4.6, б), построенные для двух симмет-
ричных сечений, показали такую общую закономерность: относи-
тельные деформации поперечного сечения обделки увеличивают-
ся с ростом влажности засыпки, причем эта зависимость (в преде-
лах данных опытов) близка к линейной.

Описанная качественная картина хорошо согласуется с данны-
ми натурных обследований последствий землетрясений, согласно
которым во влажных грунтах трубопроводы и другие подземные
сооружения повреждаются сильнее, чем в сухих, а также с анали-
тическими работами и экспериментальными исследованиями.

Опыты показали, что увеличение относительных деформаций
моделей обделок тоннелей с ростом влагонасыщения грунтов не
превышает 10 — 25 %. Действовавшие же ранее нормы [40] при
водонасыщенных грунтах или уровне стояния грунтовых вод выше
4 м от верха сооружения требовали учитывать увеличение сейсми-
ческой нагрузки в 2 раза, т.е. повышать сейсмичность не мене£
чем на 1 балл.
Аналогичные выводы для скальных грунтов получены в иссле-
дованиях, выполненных в Институте земной коры Сибирского
отделения РАН, где на основании инструментальных данных по-
казано, что «приращение сейсмической балльности для крупно-
обломочных грунтов можно принимать без учета их обводненнос-
ти» [37].

4.4.	Натурные исследования динамических
характеристик конструкций станций
метрополитена

В Ташкенте при сооружении колонной станции метрополите-
на, расположенной в толще лессовидных суглинков выше уровня
грунтовых вод, были проведены натурные исследования напря-
женно-деформированного состояния станционной обделки от дей-
ствия динамических нагрузок [8].

В качестве близкого к сейсмическому было выбрано ударное
воздействие на сооружение. Динамическая нагрузка на конструк-
цию передавалась через окружающий ее грунтовый массив. Сред-
ством ударного воздействия служил сбрасываемый экскаватором с
высоты 11 м груз массой 2,5 т. Расстояние от места сбрасывания
груза до станционной обделки составило 36 м (рис. 4.7).

77? 777

/// ///

Рис. 4.7. Общая схема размещения инициатора колебаний по
отношению к станции метрополитена:

1 — экскаватор (инициатор колебаний); 2 — шурф; 3 —
сейсмоприемники в грунте; 4 — сейсмоприемники на кон-
струкциях станции

77/ 7//~~^7~~722~727'772
Рис. 4.8. Акселерограммы колебаний грунта
вблизи станции в шурфе на глубине 0,5 м (а)
и 4,5 м (б)

Для определения величины
силового воздействия грунта
на сооружение необходимо
иметь акселерограмму его ко-
лебаний. Для записи колеба-
ний были использованы маг-
нитоэлектрические сейсмопри-
емники типа ОСП-2МГ, кото-
рые были установлены в шур-
фе на глубине от 0,5 до 4,5 м от
поверхности.

Полученные акселерог-
раммы колебаний грунта око-
ло исследуемой станции (рис.
4.8) показали, что максималь-
ное ускорение (96 мм/с2) от-
мечалось на глубине 0,5 м; а

на глубине 4,5 м (на уровне верхней трети высоты конструкции

станции) ускорение составило 44,7 мм/с2, что соответствует зем

летрясению силой 4 — 5 баллов.

Колебания самой конструк-
ции станции от динамического
воздействия на нее грунтового
массива регистрировались сей-
смометрическими каналами,
состоящими из магнитоэлектри-
ческих датчиков ВЭГИК. Сейс-
моприемники были закреплены
на железобетонных конструкци-
ях блоков и колонн. Поскольку
сооружение имеет достаточно
большую жесткость в продоль-
ном направлении, все 12 точек
регистрации (см. рис. 4.7) были
сориентированы для записи
только поперечных к оси стан-
ции колебаний.

Рис. 4.9. Фрагмент сейсмограммы коле-
баний верхней (а), средней (б) и нижи?11
(в) точек левого стенового блока станции

При обработке полученных
осциллограмм использовали
a)

О

—242,6



-156,6

Рис. 4.10. Максимальные значения перемещений IV и моментов М для левого стено-
вого блока (а) и правой колонны станции (б), полученные в результате теоретичес-
ких (I) и экспериментальных (II) исследований

пересчет ординаты колебаний смещений через коэффициенты уси-
ления (рис. 4.9).

Анализ полученных результатов позволил сделать выводы, что
амплитуда колебаний стеновых блоков и колонн достигает своего
максимального значения по смещению не сразу, а после первого
вступления, что говорит об упругих свойствах лессовых грунтов;
при этом характер колебаний во всех случаях затухающий.

Для сравнения результатов теоретических исследований попе-
речных колебаний станции колонного типа, возникающих при
Действии динамических нагрузок, с экспериментальными данны-
ми была проведена экстраполяция данных, полученных при зем-
летрясении силой 4,5 балла к 9-балльному землетрясению. Это
позволило сопоставить результаты теоретических и эксперимен-
тальных исследований (рис. 4.10).

Сопоставление показало корректность методики расчета дина-
мических характеристик станции колонного типа с использовани-
ем сейсмодинамической теории.
Тлава 5

ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТРАНСПОРТНЫХ
ТОННЕЛЕЙ В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ

5.	1. Ранжирование уровня сейсмической
защиты транспортных тоннелей

В нормативных и инструктивных документах по проектирова-
нию наземных сооружений в сейсмических районах степень сейс-
мозащиты конкретных объектов определяется в зависимости от
балльности района строительства и расчетной сейсмичности этих
объектов. Градация сооружений по уровню расчетной сейсмично-
сти определяется дифференциацией требований к надежности от-
дельных групп сооружений с учетом обеспечения более высоких
требований к антисейсмическому усилению тех сооружений, раз-
рушение которых в результате землетрясения связано с большей
опасностью для людей и вероятностью уничтожения материаль-
ных ценностей.

Такая градация по уровню сейсмозащиты в СНиП П-А. 12-69*
[40] регламентирована для зданий, мостов и труб, гидротехничес-
ких сооружений. В табл. 5.1 СНиП П-7-81 [41] сделано уточнение
расчетной сейсмичности для наземных зданий и сооружений, ко-
торые подразделены по сейсмостойкости на пять классов. В нор-
мах [41] впервые в отечественной практике проектирования вве-
дено понятие расчетной сейсмичности для транспортных объек-
тов. Так, расчетную сейсмичность тоннелей длиной более 500 м
следует устанавливать на основе специальных инженерно-сейс-
мометрических исследований (см. п. 4.3).

Расчетная сейсмичность для тоннелей длиной не более 500 м
на железных и автомобильных дорогах I-III категорий, а также на
скоростных городских дорогах и магистральных улицах (к таким
сооружениям можно отнести и тоннельные участки скоростного
Таблица 5.1.

Расчетная сейсмичность тоннельных конструкций [41]

Группа тоннельных конструкций	Расчетная сейсмичность конструкций, баллы, при сейсмичности площадки строительства, баллы			
	6	7	8	9
1. Тоннели длиной более 500 м на желез- 1 ных дорогах I и II категорий, а также осо- бо ответственные тоннели и тоннельные сооружения	7	8	9	>9
2. Тоннели длиной 500 м и менее на же- лезных дорогах I-III категорий, длиной более 500 м на остальных дорогах, а также ответственные тоннельные сооружения (стволы шахт, подходные выработки, ис- пользуемые для тоннелей и тоннельных со- оружений)		7	8	9
3. Портальные подпорные стены и тоннель- ные сооружения, расположенные вне трас- сы (штольни и т.п.), разрушение которых при повышенной балльности не отразится на целостности сооружений, относящихся к группам 1 и 2			7	8

Примечания. 1. Понятие «площадка строительства» означает для припорталь-
ных участков — местоположение порталов, для тоннеля — породный массив по
трассе тоннельного перехода.

2.	Расчетную сейсмичность тоннельных конструкций допускается уточнять
по согласованию с утверждающей проект инстанцией на основании специаль-
ных исследований и сравнения стоимости вариантов с учетом возможных по-
следствий землетрясений.

3.	При проектировании тоннелей протяженностью 500 м и более, располо-
женных в районах, сейсмичность которых превышает 9 баллов, следует разраба-
тывать дополнительные антисейсмические мероприятия, для чего целесообраз-
но привлекать специализированные проектные и научно-исследовательские орга-
низации.

трамвая) принимается равной сейсмичности площадок строитель-
ства, но не более 9 баллов. При этом сейсмичность площадок строи-
тельства следует определять с учетом сейсмических свойств грунтов,
подстилающих основание тоннеля. Недооценка этого фактора
приводила к тому, что на одно и то же сейсмическое воздействие
Рассчитывались и основные тоннельные сооружения, и вспомога-
тельные подземные выработки, на антисейсмическое усиление
к°торых затрачивались дополнительные средства. В более полном
виде градация транспортных тоннелей по уровню сейсмостойкос-
ти регламентирована «Инструкцией по учету сейсмических воз-
действий при проектировании горных транспортных тоннелей»
(ВСН-193-81) [10].

Сопоставление транспортных тоннелей по их функциональной
значимости произведено по трем группам (см. табл. 5.1): к группе
1 отнесены наиболее ответственные подземные выработки — про-
тяженные транспортные тоннели, по которым осуществляется дви-
жение поездов; к группе 2 — ответственные подземные выработ-
ки, а именно короткие до 500 м тоннели, по которым также осу-
ществляется движение поездов и автотранспорта, а также вспомо-
гательные выработки, выход из строя которых может сказаться на
нормальной эксплуатации основных тоннелей; к группе 3 — вспо-
могательные выработки, в которых отсутствуют люди, а также
портальные подпорные стены.

В целях повышения надежности тоннельных сооружений груп-
пы 1 (см. табл. 5.1), сооружаемых на площадках с сейсмичностью
6 баллов, предусмотрено придание им некоторой начальной сейс-
мостойкости за счет рационального объемно-планировочного ре-
шения и контроля качества строительно-монтажных работ, что
зачастую является определяющими антисейсмическими меропри-
ятиями и в то же время не требуют существенных дополнитель-
ных трудовых и материальных затрат. Таблицей регламентирован
также порядок назначения расчетной сейсмичности и для тонне-
лей, которые в исключительных случаях приходится сооружать в
районах с сейсмичностью более 9 баллов.

Термин «сейсмичность» не совсем точно характеризует необхо-
димую степень антисейсмической зашиты сооружений. Этот тер-
мин относят к явлениям, связанным с эффектом проявления ко-
лебаний поверхности при землетрясении в данной местности, и
логично говорить о сейсмичности района строительства с учетом
инженерно-геологических и гидрогеологических условий. Когда
же понятие «расчетная сейсмичность» распространяют на инже-
нерные сооружения, то подразумевают уже не сотрясаемость со-
оружения расчетной интенсивности, а, наоборот, ту предельную
(в баллах) стойкость сооружения, которой оно обладает в сил)
особенностей своей конструктивной схемы. Поэтому логичнее пр"
ранжировании уровня сейсмозашиты или антисейсмического ycfl'
ления конструкций говорить о расчетной сейсмостойкости соор)"
зкения, при которой (в зависимости от значимости сооружения)
обеспечивается его работоспособность в определенных сейсмоо-
пасных условиях.

Градация степеней сейсмозашиты с учетом уровня их значимо-
сти (ответственности) тесно связана с проблемой «инженерного
риска» (вероятности проявления расчетного землетрясения за пе-
риод эксплуатации объекта), от правильного решения которой
зависят безопасность населения и экономичность строительства.

Из-за малой изученности сейсмических явлений сооружения
для сейсмических районов проектируют при неполной исходной
инженерно-сейсмологической информации. В этих условиях оцен-
ка степени «инженерного риска» зависит от соотношения техни-
ческих, социологических и экономических факторов, причем во
многих случаях определяющими могут оказаться сроки ввода объек-
та в эксплуатацию, возможность проведения в кратчайшие сроки
ремонтных или восстановительных работ.

Градация тоннелей с учетом уровня их значимости (ответствен-
ности) позволяет при обеспечении необходимой антисейсмичес-
кой защиты для основных тоннельных сооружений добиться зна-
чительного снижения средств, расходуемых на усиление не свя-
занных непосредственно с организацией движения подземных
конструкций, в которых отсутствуют пассажиры и народнохозяй-
ственные грузы.

Если произойдет землетрясение с интенстивностью меньшей,
чем тот расчетный балл, на который был запроектирован транс-
портный тоннель, то будет обеспечена антисейсмическая зашита
и этого тоннеля, и всех остальных выработок. А если произойдет
землетрясение расчетной балльности (вероятность которого зна-
чительно меньше), то основной тоннель, рассчитанный на эту
интенсивность, не получит разрушений, в то время как вспомога-
тельные выработки потребуют ремонтных или восстановительных
Работ. Но и в том, и в другом случаях катастрофических послед-
ствий землетрясение иметь не будет.

С учетом вышеизложенного при проектировании подземных
сооружений, расположенных в сейсмоактивных районах, рекомен-
дуется такая последовательность определения расчетного балла
сейсмостойкости:

Установление сейсмичности района строительства в баллах по
КаРтам сейсмического районирования территории СССР или по
спискам населенных пунктов, приведенным в приложении 1 к
СНиП II-7-81;

уточнение сейсмичности площадки строительства в баллах в
зависимости от результатов сейсмического микрорайонирования
в соответствии с общими указаниями п.4.4 СНиП П-7-81 (приме-
чание 1) и рекомендациями, изложенными в п. 5.2 настоящей
книги;

определение расчетного балла сейсмостойкости подземного
сооружения; для горных транспортных тоннелей расчетный балл
принимают по табл. 5.1, для конструкций метрополитена — по
этой же таблице, относя их к группе 1;

при расположении подземного сооружения в однородных по
сейсмической жесткости грунтах расчетный балл сейсмостойкос-
ти может быть снижен в зависимости от глубины заложения тон-
неля в соответствии с указаниями п. 5.17 СНиП П-7-81 и с учетом
рекомендаций, приведенных в п. 5.3 настоящей книги.

5.2.	Трассирование и сейсмомикрорайонирование
тоннельных- переходов

Одной из важных задач, решаемых при проектировании желез-
ных и автомобильных дорог, является выбор трассы линии в гор-
ных районах. Особые сложности встают перед проектировщиками
при трассировании дорог в зонах высокой сейсмической активно-
сти.

Массив горных пород представляет собой сложную геосистему,
изменяющую свое состояние не только под воздействием природ-
ных горно-геологических процессов, но и в значительной степени
под влиянием инженерной деятельности людей. Поэтому в про-
цессе изысканий следует учитывать не только природное состоя-
ние горного массива, но и возможные его изменения, связанные с
нарушением естественного состояния пород при проходке выра-
боток. Эти вопросы весьма важны при ведении работ в несейсми-
ческих районах и приобретают особенно важное значение при стро-
ительстве тоннелей в сейсмических зонах.

Отсюда вытекает необходимость разработки методик инженер'
но-сейсмологической оценки горного массива как основы
принятия решения по выбору трассы тоннельного перехода, оП'
ределению технологии строительства транспортных тоннеле)1
выбору методов расчета и конструирования обделок, позволяю-
щих оптимально вписывыть конструкции подземных сооружений,
в конкретную структуру горных пород [7].

Е.М. Пашкин [23] дал обобщение опыта инженерно-геологи-
ческих исследований при строительстве тоннелей в горно-склад-
чатых областях, но автором не рассматриваются процессы и явле-
ния, происходящие с системой «подземное сооружение — пород-
ный массив» в случае распространения в последнем сейсмических
волн.

В этих условиях наряду с традиционными методами инженер-
но-геологических обследований обязательно должен быть прове-
ден комплекс инженерно-геофизических исследований, составля-
ющий инженерно-сейсмологическую основу проектирования, или
так называемое сейсмическое микрорайонирование.

Действующими нормами [41] предусмотрено проведение работ
по сейсмическому микрорайонированию площадок наземного стро-
ительства, что позволяет в случаях неблагоприятных грунтовых
условий повышать исходный расчетный балл землетрясения, оп-
ределяемый по картам сейсмического районирования территории
б. СССР (приведенным в приложении 1 к СНиП П-7-81), а в
случаях расположения фундаментов сооружений в скальном ос-
новании — снижать на 1 балл исходную сейсмичность, т.е. уточ-
нять исходный балл землетрясения.

Инженерно-сейсмологические условия строительства подзем-
ных сооружений в действующих нормативах в настоящее время
практически никак не учитываются, поскольку сейсмическое мик-
рорайонирование ограничивается обследованием свойств грунтов
на поверхностных площадках. Повреждения тоннелей в значитель-
ной мере зависят не только от инженерно-геологических условий
площадки строительства, но и от характера напластований грун-
тов над тоннелем, их сейсмической жесткости, динамических ха-
рактеристик грунтов основания.

Сейсмическое микрорайонирование производится для выделе-
ния в пределах определенной территории участков с различной
ожидаемой сейсмической опасностью. Это различие связано с тем,
нто разрушительный эффект сильных землетрясений зависит от
Механических свойств грунтов, положения горизонта грунтовых
В°Д, скоростей распространения упругих волн, спектральных ха-
рактеристик грунтов и других условий.
Исходя из опыта сейсмического микрорайонирования назем-
ных площадок строительства, можно рекомендовать ряд методов,
которые могут быть использованы и при сейсмомикрорайониро-
вании тоннельных переходов. Для решения в этом случае задачи
микрорайонирования рекомендуется комплексно применять сле-
дующие методы:

инженерно-геологический метод, основанный на использова-
нии обобщенных эмпирических данных обследований последствий
разрушительных землетрясений с одновременным сопоставлени-
ем повреждений однотипных подземных конструкций при раз-
личных условиях заложения тоннелей и различных грунтах;

инструментальный метод, по которому о влиянии на сейсмич-
ность местных грунтовых условий судят на основе данных, полу-
чаемых от инженерно-сейсмометрических станций, а также по
данным полевых измерений колебаний грунтов при искусствен-
ных взрывах;

численный метод, при котором уточнение сейсмичности по
протяжению тоннеля может быть выполнено решением прямой
задачи инженерной сейсмологии для инженерно-геологического
разреза по тоннелю, а также получением расчетной типовой аксе-
лерограммы для горной породы на основании ее спектрального
анализа с определением кинематических параметров колебаний.

В настоящее время имеются акселерограммы сильных земле-
трясений (интенсивностью 6 баллов и более), полученные инст-
рументальным методом при землетрясениях в различных местах, в
том числе и в б. СССР (Ташкент, 1966 г., Газли, 1976 г.). За ис-
ключением единичных случаев, сейсмометрическими приборами
записаны акселерограммы на покровных мягких грунтах, а не в
коренных породах, в которых, как правило, прокладываются тон-
нели.

Весьма важным вопросом при проектировании тоннелей в сей-
смических районах является трассирование тоннельных перехо-
дов по склонам горных массивов.

Нормативными документами (например, табл. 1 СНиП П-7-81)
особенности рельефа не отнесены к факторам, оказывающим за-
метное влияние на формирование колебаний грунтов. Однако дан-
ные, полученные сейсмологической экспедицией Института фи-
зики Земли РАН, изучавшей колебания склонов ущелий рек СреД'
ней Азии, возникающие при слабых землетрясениях и взрывах,
указывают на значительные изменения уровней сотрясаемости по
высоте склонов. Инструментальные записи дали увеличение амп-
литуд колебаний на склонах по сравнению с дном ущелий.

Так, в ущелье р. Нарын при увеличении высоты над дном с 83
до 170 м амплитуды колебаний возросли в среднем в 1,8 раза. В
ущелье Среднего Талгара амплитуды на высоте 250 м оказались в
2,5—3 раза больше, чем на высоте 100 м. Наблюдения в створе
Токтогульской ГЭС показали, что амплитуды поперечных колеба-
ний на высоте 90 м над уровнем воды в 2-3 раза выше, чем в
нижней точке створа.

Эти данные хорошо согласуются с картиной фактических раз-
рушений тоннелей, расположенных на косогорных участках, во
время землетрясения в Канто в 1923 г. (см. гл. 1) и теоретически-
ми расчетами Института строительной механики и сейсмостойко-
сти Грузии.

Таким образом, представляется совершенно необходимым про-
ведение сейсмического микрорайонирования тоннельных перехо-
дов и включение его в требования нормативных документов.

Накопленный опыт сейсмомикрорайонирования может быть
использован при проведении аналогичных работ и для подземных
сооружений и тоннелей.

Не вдаваясь подробно в методику сейсмического микрорайо-
нирования, следует отметить, что комплекс работ по электрораз-
ведке, сейсморазведке, магниторазведке (с использованием спе-
циальных скважин для установки геофизических и сейсмических
приборов) позволяет выделить в разрезе изучаемого массива гор-
ных пород слои мощностью до нескольких метров и определить в
них скорости распространения продольных и поперечных волн, а
также преобладающие периоды колебаний частиц грунта, т.е. те
основные параметры, которые, с одной стороны, уточняют сейс-
мичность в баллах (отрицательное или положительное прираще-
ние сейсмичности), а с другой дают возможность использовать
Фактические количественные характеристики колебаний для рас-
чета обделок.

Важность и целесообразность такой работы можно проиллюст-
рировать данными Института земной коры Сибирского отделения
АН, полученными при сейсмомикрорайонировании района и
тРассы строительства одного из тоннелей на трассе БАМа.
Рис, 5.1. Сейсмическое микрорайонирование района тоннеля (цифры в кружках —
исходный балл):

сейсмические микрорайоны: 1 — границы сейсмических зон; 2 — границы мик-
рорайонов; 8 — участки с сейсмичностью 8 баллов с пологонаклонными поверх-
ностями (до 20°), сложенные гранитами; 9— участки с сейсмичностью 9 баллов со
скальными грунтами крутизной более 20°; > 9 — участки с сейсмичностью более
9 баллов с пологими и крутыми склонами, сложенные скальными, ледниковыми
и аллювиальными грунтами; ЗП — западный портал; ВП — восточный портал

Для района строительства тоннеля (рис. 5.1) исходная балль-
ность была установлена на основе районирования по ранее дей-
ствовавшим нормам СНиП П-А. 12-69' [40].

Исследования предполагали изучение геологического строения
района методами разведочной геофизики, анализ результатов дан-
ных сети из пяти сейсмических станций, установленных в районе
тоннеля, инженерно-геологические и сейсмологические изыска-
ния, а также специальные работы на основе методов глубинной
геофизики — сейсморазведки и электроразведки в различных мо-
дификациях.

Полученный в результате выполнения всего комплекса иссле-
дований материал позволил уточнить расчетную балльность от-
дельных участков тоннеля по всей его трассе (рис. 5.2). Было уста-
новлено, что на всем протяжении трассы тоннеля, включая при-
портальные участки, сейсмичность грунтов косвенной основы
меняется от 11 до 7 баллов, т.е. для получения равновероятной
надежности всех участков этого тоннеля проектирование их сле-
довало вести на различную расчетную сейсмостойкость.
Для надежного проектирования в сейсмических районах ответ-
ственных тоннельных сооружений, а к ним в первую очередь от-
носятся протяженные горные железнодорожные и автодорожные
тоннели и тоннели метрополитенов, необходимо в составе инже-
нерно-геологических изысканий обязательно проводить комплекс
инженерно-геофизических и сейсмологических работ по сейсмо-
микрорайонированию тоннельных переходов.

Это требование учтено в новой редакции СНиП II-7-81 [41],
где в примечании 1 к п. 4.4 сказано, что сейсмичность площадок
строительства тоннелей следует определять в зависимости от сей-
смических свойств грунта, в котором заложены тоннели. В ВСН
193-81 [10] это требование еще более конкретизировано: перечис-
лены те параметры, которые должны быть получены при сейсмо-
микрорайонировании. К ним в первую очередь относятся мощно-
сти напластований грунтов, окружающих тоннель, и коренных
грунтов, их сейсмическая жесткость, статистические характерис-
тики колебаний массива (скорость распространения сейсмичес-
ких волн, преобладающий период, ожидаемая амплитуда), нали-
чие тектонических нарушений и их характеристика, активность и
направленность тектонических движений, крутизна и устойчивость
склонов и косогоров, вероятность возникновения в них оползне-
вых явлений.

Очень важны и вопросы трассирования при прохождении тон-
неля через тектонические зоны, породы которых ослаблены по
сравнению с коренными.

При проходке таких участков, особенно в условиях возможных
слабых землетрясений, возможны осложнения, связанные с мест-
ной потерей устойчивости грунтов в кровле и грунтов забоя. В

?11с- 5.2. Сейсмическое микрорайонирование трассы тоннеля (пикетаж условный):

1 " Сейсмичность грунтов поверхности по оси тоннеля; 2 — сейсмичность грун-
°снования тоннеля по данным сейсмического микрорайонирования; 3 — ре-
,ендуемая расчетная сейсмичность
этом случае в проекте производства работ следует предусматри-
вать мероприятия по временному креплению выработок. Но не-
благоприятные инженерно-геологические условия (вывалы горных
пород, прорыв заполнителя тектонических трещин) после про-
ходки не всегда приводят к ухудшению работы обделки при эксп-
луатации тоннеля.

Процесс сводообразования вокруг пройденной выработки есть
не что иное, как процесс самоконструирования природной техно-
генной системы, т.е. адаптации природных элементов этой систе-
мы (элементарных породных блоков) к созданному среди них тех-
ническому элементу (подземной конструкции). В этом случае на
неустойчивых участках образуются подземные своды, обеспечива-
ющие устойчивость горных пород. Доказательством этому являет-
ся тот факт, что в числе отмеченных за последние 15—20 лет выва-
лов (более 400) не было ни одного случая повторных вывалов на
тех же участках [23].

Поэтому нет оснований считать, что трудности, преодолевае-
мые при проходке отдельных участков тоннелей, обязательно дол-
жны привести к осложнениям в процессе эксплуатации их при
землетрясениях. Характерным примером здесь может быть Севе-
ро-Муйский тоннель, при проходке которого во время землетря-
сений в 2—4 балла наблюдались многочисленные вывалы. На этих
же участках тоннеля после закрепления их постоянной обделкой
не было нарушений и при землетрясениях до 6 баллов.

5.3.	Учет заглубления тоннельных конструкций
при оценке интенсивности сейсмического
воздействия

Установление степени и характера влияния землетрясения на
любое сооружение связано с определением количественных ха-
рактеристик колебаний грунтового массива. В зависимости от при-
меняемых методик определения сейсмических воздействий на зда-
ния и сооружения такое воздействие задают либо в виде ускоре-
ний колебаний массива, либо в виде амплитуд колебаний (смеше-
ний). Имеющиеся данные нормируют, например, с учетом реко-
мендуемых ускорений в зависимости от балльности землетрясе-
ния: принимают коэффициент к. по нормам [40] и произведение
114
ДК\ по нормам [41], используют также таблицы скоростей колеба-
ний частиц грунта и ожидаемых амплитуд смешений [17].

Представляется целесообразным проанализировать количествен-
ные данные о колебаниях массива у поверхности и на глубинах,
на которых расположены подземные сооружения, и установить
динамику изменения колебаний на глубине.

Физический смысл уменьшения интенсивности колебаний с
увеличением расстояния от поверхности земли состоит в том, что
в случае если объемные волны подходят снизу, на поверхности
полупространства регистрируются удвоенные амплитуды за счет
отражения от дневной поверхности. Следовательно, на глубине,
равной длине полуволны, амплитуда уменьшается в 2 раза. При
распространении же поверхностных волн Рэлея по мере увеличе-
ния глубины А от поверхности энергия сотрясений уменьшается.
Зависимость амплитуды смешения в волне Рэлея от глубины при
распространении волны в однородном полупространстве согласно
[30] определяется следующими выражениями:

^zh

^zO

2

у—^-ехр(-2л/пА/Х) ;

1	2

— ехр(-2л/н/г/х) - п-—^-ехр(-2лnh/'K) ,

где A.h и А$ — амплитуды вертикальных смешений грунта соответ-
ственно на глубине Л и на поверхности; Axlt и Ал — амплитуды
горизонтальных смешений грунта также на глубине h и на повер-
хности; А. — длина волны;

т = д/1 - <х2р2; п - -J1 - Р2; Р = /(«);

а2 = 1 ~ 2vo

2	(1 _ v ) ’ vo — коэффициент Пуассона грунта.

Сопоставление затухания смешений в поверхностной волне с
Шубиной, выполненное как по экспериментальным данным, по-
денным при измерении колебаний, вызванных взрывами [30],
так и теоретически, на основе расчетов для лессовых суглинков
(vo=O,44) и гранита (vo=O,3), показывает достаточную их сходи-
мость (рис. 5.3). Приведенные на рисунке (сплошными линиями)
экспериментальные данные аппроксимированы следующими ана-
литическими выражениями:

для лессовых суглинков

= l,34e‘2/,/z - 0,34e‘59WZ;

Ао

4*- = 0,42е"2А/>' - 2,02е-5’95"/х;

А-о

для гранита

= 0,94e"2,3l/,/z - 0,06e’5’8l"/z;

^zO

Ал _ o,91e-2'3IA/z - 1,77е'5’8,А/\
Ao

Из рис. 5.3 видно, что для вертикальной и горизонтальной со-
ставляющей смешений затухание с глубиной происходит неоди-
наково.

Подобные данные были получены в процессе исследований,
проведенных при разработке одного из карьеров в Армении [12].
Отмечено, что сейсмовзрывной эффект у входа в тоннель был зна-
чительно больше, чем в самом тоннеле, а замеренные приведен-
ные сейсмические ускорения на поверхности получились прибли-
зительно в 10 раз большими, чем в тоннеле.

При землетрясении, происшедшем в районе Койно 29.10.1968 г.
и в районе г. Пофали (на западе Индии, штат Махараштра), про-
водились измерения, показавшие, что на глубине 250 м интенсив-
ность была меньшей, чем на поверхности, примерно на 1 балл
[34].

Сейсмические колебания заглубленных слоев грунта исследо-
вались японскими учеными как экспериментально, так и теорети-
чески. Некоторые результаты этих исследований приведены ниже

Изучение сейсмограмм и акселерограмм сейсмических колеба-
ний поверхности и площадки строительства подземного зала элеК-
Рис. 5.3. Затухание смещений в поверхностной волне с глубиной (по Б.Г. Рулеву):

а — вертикальные составляющие амплитуд смешений; б — горизонтальная со-
ставляющая амплитуд;

/ — лесс, масса заряда т=10 т, длина волны X = 120—170 м; 2 — лесс, т = 1 т,
X = 75—100 м; 3 — лесс, т = 160 кг, X = 50—80 м; 4 — лесс, т = 20 кг, X = 40—60 м;
5— гранит; т = 1 — 10 т, X = 120—180 м; I — лесс; II — гранит, сплошные линии —
осреднение по эксперименту; штриховые — теоретически рассчитанные данные

тростанции Кинугава, располо-
женного на глубине 67,2 м в
твердых туфах, показало [21],
что максимальные ускорения
грунта на поверхности пример-
но вдвое больше ускорений заг-
лубленных слоев, в то время как
величины перемещений на по-
верхности и глубине практичес-
ки не отличаются друг от друга
(Рис. 5.4).

Аналогичные измерения,
Проведенные Н. Назу (Япония),
п Котловине Танна и на глубине
о0 м в тоннеле Танна показали

Рис. 5.4. Записи ускорений и перемеще-
ний на электростанции Кинугава при зем-
летрясении в Ниигата 16.06.1964 г.
Рис. 5.5. Акселерограммы колебаний поверх-
ности (а, в) и нижних пластов грунта на
глубине 37-38 м (б, г), записсанные в Япо-
нии:

а, б — в Ураяси (префектура Тиба); в, г —
вблизи Судагаи (северная часть префекту-
ры Гумма)

[51], что при длиннопериод-
ных сейсмических колебани-
ях (Т=3-е-4,5 с) различие в за-
писях незначительно, однако
при сейсмических колебани-
ях с периодом 1 с перемеще-
ния на поверхности уже при-
мерно вдвое превышали пе-
ремещения на глубине, а при
периоде 0,3 с это превыше-
ние было 4-кратным.

Измерения, выполненные с
помощью заглубленных в сква-
жины, в слой плотного песка,
сейсмографов в г. Ураяси
(Япония, префектура Тиба)
[52], показали, что во время
землетрясений ускорения на
поверхности в 2—4 раза пре-
восходили ускорения на глу-
бине 37 м (рис. 5.5,а). Регаст-
рация ускорений на поверх-

ности и глубине 38 м в подземном зале теплоэлектростанции Суда-

гай (в 150 км от Токио), расположенном в липаритах, показала, что

амплитуды колебаний с периодом 0,35—0,5 с на глубине составляли
менее 50 % амплитуд ускорений на поверхности (рис. 5.5, б).

Еще одним примером, подтверждающим, что для относитель-
но сильных землетрясений отмечено резкое уменьшение ускоре-
ния колебаний грунта по глубине, служат кривые 1—6 (рис. 5.6),

построенные по данным, полученным при измерениях на поверх-
ности грунта и в скважинах на глубине до 20 м во время шести
землетрясений и представленные в докладе К. Акино [38] и дру-
гих исследователей.

Приведенные и ряд других специальных исследований послу-
жили основой для введения в японских нормах сейсмостойкого
строительства специального коэффициента понижения расчетно-
го балла землетрясения с глубиной. Так, в частности, для глубин
20, 40, 80 и 100 м этот коэффициент принят равным 0,88; 0,77;
0,58 и 0,51 соответственно.
При проектировании сооружений транспортной системы BARTD
в районе Сан-Франциско (США) наряду с учетом фактических
ускорений, записанных во время реальных землетрясений, соблю-
далось требование о назначении пиковых вертикальных ускоре-

1 2

нии для заглубленных участков в пределах от - до — от значении
ускорений на поверхности [38].

Таким образом, анализ и сравнение расчетных и фактических
данных об уменьшении параметров колебаний с глубиной, полу-
ченных различными исследователями (рис. 5.7), подтверждают, что
при назначении расчетной сейсмостойкости подземных сооруже-
ний наряду с сейсмическим микрорайонированием следует учи-
тывать степень заглубленности тоннеля.

Проделанные наблюдения и анализ теоретического рассмотре-
ния распространения упругих сейсмическтих волн в грунтах под-
тверждают также, что уменьшение сейсмических ускорений час-
тиц грунта по глубине установлено достоверно. Необходимо лишь
разработать методы количественной оценки этого явления.

При определении расчетного коэффициента сейсмичности К?
степень влияния заглубления тоннеля можно достаточно досто-

Ucj 3.6. Распределение величин ускоре-
колебаний грунта в скважинах во
ЛеЛ1я землетрясений невысокой интен-
Сивности

Рис. 5.7. Зависимость снижения ускорений
колебаний грунта от глубины по данным:
1,2 — К. Каная и T. Танака; 3 — Б.К.
Карапетяна; 4 — С. Окамото и Т. Ми-
цукоси; 5 — по японским нормам; 6 —
нормируемая величина по СНиП Н-7-
81 [41] и ВСН 193-81 [10]
верно учитывать путем введения понижающего коэффициента kh,
на который следует умножать коэффициент сейсмичности Кс, оп-
ределенный по данным районирования на поверхности:

K* = Kk=K[l - h/(h + 100)] при 20 < h 100 м;

К? = 0,5 кс при h > 100 м.

Это положение зафиксировано в п. 5.17 СНиП II-7-81, где глу-
бина заложения подземного сооружения учитывается коэффици-
ентом к/}, изменяемым линейно в пределах от 1 до 0,5 при глуби-
нах до 100 м.

Применение дифференцированного коэффициента сейсмично-
сти при проектировании позволит снизить расчетные сейсмичес-
кие усилия в обделках в 1,5—2 раза.

При опытном проектировании в известняках горного транспор-
тного тоннеля сводового очертания сечением 8x6 м снижение ко-
эффициента сейсмичности на один балл позволило снизить расчет-
ные внутренние напряжения в шелыге свода на 12 %, а для тоннеля
сечением 8x10 м снижение составило 18 %, что позволило умень-
шить толщину обделки на 15 % и объем бетона на 8—10 % [7].

5.4.	Основные принципы проектирования
и размещения транспортных тоннелей
в сейсмических районах

Основным условием обеспечения надежной работы транспорт-
ных тоннелей является комплексный учет при проектировании
планировочных, расчетных и конструктивных принципов и реше-
ний (рис. 5.8), позволяющий с рациональных экономических по-
зиций создать работоспособную в условиях возможных сотрясе-
ний тоннельную конструкцию. Исходя из этого последователь'
ность проектирования транспортных тоннелей в сейсмических
условиях можно представить в следующем виде:

правильный выбор трассы тоннельного пересечения, обеспе'
чивающий ее расположение в наиболее благоприятных в сейсмИ'
ческом отношении инженерно-геологических условиях;
Рис. 5.8. Учет сейсмических воздействий при проектировании транспортных тон-
нелей

установление расчетной сейсмостойкости трассы на основании
сейсмомикрорайонирования;

назначение расчетной сейсмичности отдельных элементов ком-
плекса тоннельного перехода исходя из значимости объектов, глу-
бины их заложения;

правильный выбор обшей схемы и системы подземного соору-
жения, его компоновка и назначение основных размеров с учетом
тРебований сейсмостойкости;

Расчет обделок на основные и дополнительные сочетания на-
РУзок, установление размеров поперечных сечений;

Вь,бор схемы расчета обделок на действие сейсмических сил,
<1счет сейсмических воздействий;

°пределение расчетных сейсмических усилий в элементах об-
' Ки и проверка несущей способности обделки тоннеля.
Правильный выбор тоннельного перехода в благоприятных
инженерно-геологических условиях при сооружении железнодо-
рожной или автодорожной линии во многих случаях позволяет
снизить сейсмичность площадки строительства на 1 — 2 балла по
сравнению с исходной сейсмичностью района в целом. В такой
же степени может быть снижена и расчетная сейсмостойкость тон-
неля. Полученный при этом эффект определяется не только зна-
чительным снижением сейсмических нагрузок, увеличению кото-
рых на один балл соответствует увеличение нагрузки вдвое. Важно
и то, что в благоприятных инженерно-геологических условиях
изменяется характер сейсмического воздействия: устраняются или
смягчаются тектонические нарушения, вторичные остаточные яв-
ления в грунтах. Тем самым устраняются именно те факторы сей-
смического воздействия, которые труднее всего учитывать при
определении расчетно-конструктивных мероприятий. Выбор мес-
тоположения тоннельного перехода с учетом сейсмических усло-
вий является одним из наиболее существенных мероприятий по
повышению эффективности сейсмостойкого строительства, и не-
редко он играет большую роль, чем совокупность всех остальных
мероприятий [13].

При выборе трассы тоннельного перехода следует отдавать пред-
почтение вариантам, предусматривающим заложение тоннелей в
однородных по сейсмической жесткости грунтах, избегать участ-
ков повышенной трещиноватости, зон резкого изменения топог-
рафии над тоннелем, зон тектонических разломов, часто приуро-
ченных к перевальным седловинам, а также склонов, особенно
сложенных слабыми и несвязными грунтами.

При прочих равных условиях следует отдавать предпочтение
вариантам глубокого заложения тоннелей.

Пересечение тоннелем действующих тектонических нарушений
следует осуществлять вкрест их простирания с применением соот-
ветствующих конструктивных решений. В горных районах, гЖ
свобода выбора трассы ограничена рельефными условиями, пол-
ное соблюдение указанных рекомендаций практически невозмоЖ'
но, но стремиться к этому, особенно в районах высокой сейсмич-
ности, необходимо. В отдельных случаях трассу следует привязы-
вать к тоннельному переходу, осуществляемому в наиболее благо-
приятных по обеспечению сейсмостойкости условиях.

Одним из важных моментов при проектировании метропоЛ11'
тенов является оценка оснований под перегонные и станнионнь
тоннели, сооружаемые открытым способом. Основание под пере-
гонными тоннелями играет весьма ответственную роль в обеспе-
чении сейсмостойкости этих конструкций. В случае залегания нео-
днородного или нарушенного грунта в основании при его нерав-
номерной осадке под сооружением возможно возникновение та-
кого напряженного состояния, которое даже при небольших до-
полнительных напряжениях от воздействия сейсмических сил мо-
жет привести к трещинообразованию.

Выбор трассы в плане и профиле с более благоприятным осно-
ванием существенно сокращает расходы на антисейсмические ме-
роприятия. К более благоприятным основаниям строительными
нормами [41] отнесены скальные породы и плотные маловлажные
крупнообломочные грунты, к неблагоприятным — глинистые и
песчаные ненасыщенные водой грунты, грунты просадочные и
текучие. При оценке оснований следует учитывать прочность и
плотность слабых грунтов, характер залегания пластов, уровень
грунтовых вод.

При сейсмических воздействиях происходит некоторое изме-
нение свойств различных грунтов. Возникают осадки грунтовых
масс, а вместе с ними и сооружений, возможны явления разжиже-
ния водонасыщенных грунтов. При сотрясениях грунта силы тре-
ния между его частицами уменьшаются. Оседания грунтовых масс
при землетрясениях в большинстве случаев объясняются перерас-
пределением частиц и их уплотнением. Чем больше пористость
грунтов и интенсивнее их сотрясение, тем больше их оседание.
Сыпучие грунты более склонны к виброуплотнению, чем связ-
ные.

Принятые в настоящее время положения по сейсмостойкому
строительству, анализ повреждений тоннелей при землетрясениях
и научно-исследовательских и проектных разработок позволяют
сформулировать несколько основных принципов проектирования
тоннелей в сейсмических районах, которые следует учитывать при
выборе конкретных рекомендаций по проектированию транспор-
тных тоннелей.

Основные принципы проектирования тоннелей в сейсмичес-
ких районах следующие:

Равномерное распределение сейсмических сил;

снижение величины инерционных сейсмических сил;
снижение деформативности и повышение жесткости обделки в
плоскости поперечного сечения тоннеля;

поглощение деформаций вдоль оси тоннеля.

Выполнение первого принципа — требования равномерного
распределения сейсмических сил — достигается соблюдением сим-
метричности и равномерного распределения масс и жесткостей в
сооружении. Для перегонных тоннелей метрополитена данное тре-
бование выполняется практически всегда вследствие простоты
формы поперечного сечения обделки и ее симметричности. Наи-
лучшим образом этому условию удовлетворяют конструкции цель-
носекционной обделки при открытом способе работ и кольцевой
при закрытом. Из горных транспортных тоннелей в этом отноше-
нии представляют собой удачную в отношении обеспечения сейс-
мостойкости конструкцию одно- и двухпутные железнодорожные
и автодорожные тоннели с криволинейными стенами с обратным
сводом. По этой же причине большей сейсмостойкостью при про-
чих равных условиях обладают односводчатые станции и станции
пилонного типа по сравнению со станциями трехпролетной схе-
мы открытого способа работ из сборных плоскостных элементов.

Требование второго принципа — снижение величины инерци-
онных сейсмических сил — выполняется облегчением собствен-
ного веса элементов обделки при использовании легких бетонов,
а также за счет применения замкнутых элементов, например цель-
носекционных и объемных обделок для перегонных и станцион-
ных тоннелей, в которых наиболее рационально используется ма-
териал обделки по сечению, что позволяет при одной и той же
нагрузке уменьшить сечения элементов. При этом инерционные
нагрузки от собственного веса уменьшаются на 20 — 25 %.

Требование третьего принципа состоит в снижении деформа-
тивности и повышении жесткости обделки в плоскости попереч-
ного сечения тоннеля; этому в большой степени отвечают цельно-
секционные обделки перегонных тоннелей метрополитена и мо-
нолитные обделки горных тоннелей.

Требование последнего принципа — поглощение деформации
тоннельной конструкции при колебаниях, вызываемых землетрЯ'
сением, — достигается применением специальных антисейсмИ'
ческих деформационных швов, обеспечивающих неразрушимо^
тоннеля в целом.
Из других общепринятых принципов проектирования сейсмо-
стойких сооружений следует отметить стремление применять круп-
норазмерные элементы, изготовляемые из материалов, хорошо
воспринимающих пластические и упругие деформации.

5.5.	Расчет обделок на сейсмические воздействия

Основным условием достижения сейсмостойкости подземных
сооружений с точки зрения расчетных требований является опре-
деление предельных состояний при сейсмическом воздействии.

В нормативных документах, действующих в нашей стране и
некоторых других странах, предусмотрено использовать метод рас-
чета конструкций по трем предельным состояниям.

Расчет по первому предельному состоянию (по несущей спо-
собности), который является основным, должен установить, что
действующая предельная нагрузка не достигает того значения, при
котором может произойти разрушение сооружения или его час-
тей. Для этого наибольшее из ожидаемых в процессе эксплуата-
ции усилий (продольная и поперечная силы, изгибающий момент
и т.д.) сопоставляют с предельным усилием, опасным для соору-
жения.

Чтобы получить наибольшее ожидаемое усилие, вводят в рас-
чет наиболее вероятные максимальные эксплуатационные (нор-
мативные) нагрузки, умноженные на коэффициенты перегрузки,
дифференцированные для различных нагрузок. Произведение ка-
кой-либо нормативной нагрузки на коэффициент перегрузки на-
зывают расчетной нагрузкой, а усилие, соответствующее действию
на сооружение расчетных нагрузок, — расчетным усилием. Вели-
чину же предельного усилия назначают в зависимости от механи-
ческих свойств материалов, показатель которых умножают на ко-
эффициент однородности, меньший единицы, с тем, чтобы прак-
тически исключить возможность разрушения конструкции вслед-
ствие случайного применения материала, обладающего понижен-
ными свойствами по сравнению с нормативными. Кроме того,
предельное усилие умножают на коэффициент условий работы.
Однако сооружение, удовлетворяющее требованиям прочности и
Устойчивости, может получать деформации и мелкие поврежде-
ния (трещины), представляющие неудобства при его эксплуата-
ции или сокращающие срок его службы. Поэтому при обычных
расчетах конструкций выполняют также проверку по второму и
третьему предельным состояниям — на деформации и трещинос-
тойкость.

При выполнении расчетов на сейсмостойкость следует исхо-
дить из иных положений, а именно: во-первых, разрушительные
землетрясения крайне редки и охватывают относительно неболь-
шие территории, во-вторых, некоторые повреждения, не опасные
для жизни людей и не представляющие затруднений для нормаль-
ной эксплуатации сооружения, значительно рациональнее устра-
нять после происшедшего землетрясения, чем сильно удорожать
сооружения во всех сейсмических районах в расчете на их полную
неповреждаемость.

Таким образом, исходя из основной цели обеспечения сейсмо-
стойкости тоннелей — безопасной работы обделок в условиях зем-
летрясения расчетной балльности — проверку несущей способно-
сти элементов обделки при расчете подземных сооружений с уче-
том сейсмического воздействия следует выполнять по первому
предельному состоянию (по несущей способности).

Не требуется, чтобы тоннельные сооружения, возводимые в
сейсмических районах, не получали бы никаких повреждений при
землетрясениях той силы, на которую они рассчитаны. Допуска-
ется, что в обделках могут появляться местные трещины и незна-
чительные повреждения, но предусматриваемые мероприятия дол-
жны гарантировать надежность обделок в целом, поскольку выход
их из строя может угрожать безопасности людей или сохранности
ценного оборудования.

Допускаемое трещинообразование и проявление пластических
деформаций играют положительную роль, во-первых, повышая
коэффициент затухания колебаний и, во-вторых, увеличивая гиб-
кость сооружения, период его свободных колебаний. И то, и дру-
гое приводят к уменьшению коэффициента динамичности, т.е. к
уменьшению возникающих сейсмических усилий в конструкции.

Таким образом, расчет на сейсмостойкость производят лишь
по первому предельному состоянию, причем при возникновении
землетрясения расчетной балльности допускаются местные повреж-
дения, ремонт которых не приведет к длительным перерывам в
эксплуатации. В то же время более частые землетрясения, интен-
сивность которых меньше расчетной, не должны приводить к по-
вреждениям основных тоннельных сооружений.
При расчете сооружений, в том числе подземных, в соответ-
ствии с требованиями СНиП П-7-81 [41] необходимо учитывать
специфику влияния кратковременных сейсмических нагрузок на
прочность материалов введением в условие прочности при расче-
те по первому предельному состоянию дополнительного коэффи-
циента условий работы /и . Для некоторых материалов, конструк-
ций и соединений этот коэффициент указан ниже.

Коэффициент /икр условий работы при расчете конструкций
на действие сейсмических сил

Стальные и деревянные конструкции..................................1,4

Железобетонные конструкции....................................1,1	— 1,2

Бетонные и каменные конструкции, работающие:
на сжатие.........................................................1,2

на сдвиг и растяжение............................................1,0

Сварные соединения.................................................1,0

Сжатые и сжато-изогнутые стальные элементы гибкостью более 100
(при расчете на устойчивость).....................................1,0

Болтовые соединения...............................................1,1

Методики расчета транспортных тоннелей представлены в нор-
мативных документах [10, 41], а также в прилагаемом к настоящей
монографии Руководстве. Основные идеи, заложенные в них, сво-
дятся к следующему. Расчет обделок следует производить с учетом
свойств окружающих тоннель грунтов и конструкции обделки
методами теории упругости или строительной механики.

Обделки тоннелей глубокого заложения рассчитывают на од-
новременное действие сейсмических волн сжатия-растяжения и
сдвига с учетом всех возможных их направлений в плоскости по-
перечного сечения тоннеля (см. гл. 2). Расчет свободных обделок
участков тоннелей глубокого заложения допускается производить
на действие контактных напряжений, определяемых методами те-
ории упругости как для монолитных обделок, а определение уси-
лий производить методами строительной механики с учетом на-
личия шарнирных связей в стыках.

Расчет обделок участков тоннелей мелкого заложения, соору-
жаемых открытым способом, можно вести по двум расчетным схе-
мам. Первая расчетная схема предполагает рассмотрение колеба-
ний тоннеля, состоящего из системы стоек и ригелей, как колеба-
ний элементов рамы на упругом основании; в этом случае можно
использовать основные положения сейсмодинамической теории
127]. Достоинства этого метода состоят в том, что он позволяет
Непосредственно исследовать процесс колебания обделок и оп-
ределять усилия как по координатам, так и по времени. Но для
практического применения этого метода необходимо располагать
данными о количественных характеристиках колебаний поверх-
ности и массива грунта, задаваемых законом колебаний в зависи-
мости от балльности района, или иметь так называемые реальные
акселерограммы, входящие в правую часть дифференциальных
уравнений колебаний тоннельной обделки. Кроме того, откры-
тым остается вопрос об учете присоединяемой массы грунта, ко-
торый играет немаловажную роль в формировании сейсмических
воздействий на обделку. Поэтому использовать этот метод, под-
робно рассмотренный в [29], следует для определения форм коле-
баний элементов конкретных обделок.

Дальнейший же расчет наиболее целесообразно вести на дей-
ствие инерционных сил от масс грунта и собственного веса конст-
рукций при вертикальном и горизонтальном направлениях сейс-
мического воздействия, при этом интенсивность горизонтального
инерционного давления грунта определяют с учетом фактической
податливости (смешения) стены конструкции или подпорной сте-
ны (см. гл. 4).

Составляющую сейсмического воздействия, направленную вдоль
оси тоннеля, рекомендуется учитывать конструктивно, устройством
антисейсмических деформационных швов, расстояние между ко-
торыми определяют с учетом конструктивных особенностей тон-
нелей и инженерно-геологических условий (см. п. 5.6).

Для реализации этих положений в нормах [10] установлен об-
щий порядок расчетов с учетом динамических воздействий, дают-
ся подробные методики и алгоритмы расчета.

После уточнения сейсмичности площадки строительства про-
изводят разбивку (проектную) тоннеля на отдельные участки, от-
личающиеся инженерно-геологическими условиями и типами на-
значаемых обделок, выбирают методики расчета каждого участка
на сейсмические воздействия, определяют расчетные усилия в эле-
ментах обделок и порталов от статических и сейсмических воз-
действий, проверяют прочность поперечных сечений.

5.6.	Конструирование сейсмостойких обделок

Практические приемы конструирования сейсмостойких обде-
лок транспортных тоннелей во многом связаны с соблюдением
общих требований и принципов сейсмостойкого строительства.
Обделка по длине тоннеля должна иметь единую и однород-
ную по жесткости конструкцию. Частое изменение поперечного
сечения тоннеля ухудшает его работу, так как в местах изменений
сечения при землетрясениях наиболее вероятна концентрация
напряжений. Поэтому для горных тоннелей рекомендуются кон-
струкции из монолитного бетона, а для тоннелей метрополитена,
сооружаемых открытым способом, — из монолитного железобето-
на. Такие конструкции предпочтительнее, чем обделки из сбор-
ных элементов.

При использовании же в сейсмоопасных районах сборных кон-
струкций обязательным условием является устройство соответству-
ющих связей между сборными элементами, позволяющих дости-
гать надежности обделки в целом.

При этом чем крупнее отдельные элементы, тем большей на-
дежностью обладает обделка, так как сборный стык даже при вы-
сококачественном омоноличивании всегда будет отличаться по
своим жесткостным параметрам от сборных элементов.

Оптимальными конструкциями являются сборные цельнозам-
кнутые звенья обделок для открытого способа работ — цельносек-
ционные обделки.

Замоноличивание стыков сборных железобетонных обделок
является главным условием надежности их работы. При монолит-
ном жестком перекрытии происходит более рациональное распре-
деление сейсмических нагрузок, действующих на обделку.

В тоннелях с монолитными железобетонными перекрытиями
эти мероприятия в основном сводятся к обеспечению надежной
связи перекрытия с несущими стенами, а при сборных перекры-
тиях, как правило, — к устройству в уровне перекрытий железобе-
тонных продольных поясов, которые не только служат связую-
щим звеном между стенами и перекрытием, но и способствуют
превращению замоноличенного сборного перекрытия в жесткую
горизонтальную диафрагму.

Целесообразно сооружать нижнюю сплошную железобетонную
плиту, которая будет выполнять функции распределительной плиты
и служить основанием тоннеля, обеспечивая совместную работу
Сдельных фундаментных элементов (блоков) обделки, распреде-
•Тяя сейсмические усилия по длине тоннеля. В этом случае наруж-
Ная гидроизоляция тоннеля будет своеобразным демпфером при
ПеРедаче сейсмического воздействия от грунта основания к тон-
нелю.
Для обеспечения равнопрочности сопряжений монолитных
конструкций со сборными необходимо рассчитывать прочность
замоноличенных узлов и стыков, по возможности уменьшая их
число.

Большой опыт надежного соединения между собой сборных
железобетонных элементов, накопленный в гражданском и про-
мышленном строительстве, позволил разработать специальные
типовые конструктивные схемы и узлы. Из всего многообразия
таких решений применительно к тоннелям метрополитена откры-
того способа работ следует выбирать те, которые дают возмож-
ность обеспечить сейсмостойкость конструкций. При этом необ-
ходимо учитывать следующие требования.

Прежде всего должен соблюдаться принцип равнопрочности
конструкции, т.е. прочность узлов и стыков соединяемых элемен-
тов в сборной обделке должна обеспечивать передачу продольных
сжимающих и растягивающих усилий и изгибающих моментов.
Для плитных и коробчатых перекрытий должна быть исключена
возможность их сдвига или срыва с мест опирания в любом на-
правлении. Размеры площадок опирания для балок и плит пере-
крытия должны быть увеличиены.

Для расчетов прочности различного рода соединений элементов
конструкции сооружений можно использовать рекомендации дей-
ствующих норм и инструкций. Следует стремиться к тому, чтобы в
стыках и узлах между отдельными элементами могли происходить
пластические деформации. Предпочтительными являются в этом
случае арматура и закладные металлические части, в том числе бол-
товые соединения из более пластичных сталей. Оптимальной в этом
аспекте конструкцией является сборная обделка со связями на вы-
сокопрочных болтах. При омоноличивании большая пластичность
узла достигается, например, при армировании большим числом стер-
жней меньших диаметров. Соединения выпусков арматуры или
специальных закладных деталей в швах и стыках между сборными
элементами могут выполняться электросваркой высококачествен-
ными электродами с обеспечением пластичности швов. При низ-
кокачественной сварке шов получается жестким, хрупким, плохо
работающим на динамические нагрузки.

Конструкция стыков и узлов должна быть простой, что упр0'
шает производство работ и повышает их качество. Швы меЖЛ?
отдельными элементами и места узлов после сварки выпусков сле'
дует заделывать высокопрочным бетоном с пониженной усадкой,
а узкие места — цементным раствором. В швах должно быть обес-
печено сцепление бетона или раствора с элементами конструк-
ций.

Швы между элементами сборного перекрытия и стенами не
следует заделывать битумными составами, мастиками, низкая проч-
ность которых не может обеспечить монолитности всей конструк-
ции из сборного железобетона. Тоннель не будет представлять собой
единого элемента, и сотрясения приведут к расстройству пере-
крытия и неравномерному распределению усилий между опора-
ми.

Необходимость соблюдения указанных требований и дополни-
тельные сложности, связанные с осуществлением высококачествен-
ного стыкования, совершенно отпадают при применении обделок
из цельносекционных элементов.

При выборе очертания поперечного сечения, материала и кон-
струкции обделки необходимо иметь в виду возможность резкого
увеличения горного давления и развития значительных остаточ-
ных (вертикальных и боковых) сейсмических смещений тоннель-
ной выработки в местах нарушения структуры грунтов, в зонах
контакта различных пород, на участках, пролегающих в рыхлых
водонасыщенных грунтах, на участках крутого изменения рельефа
земной поверхности (при неглубоком заложении тоннеля). Учи-
тывать расчетами влияние этих факторов трудно, поэтому надле-
жащую сейсмостойкость тоннельного сооружения на неблагопри-
ятных участках трассы рекомендуется обеспечивать конструктив-
ными мерами, а именно продольным и поперечным конструктив-
ным армированием и применением материала, более прочного,
чем на остальных, более благоприятных участках. Целесообразно
несколько увеличивать габариты обделок, учитывая ожидаемые
амплитуды колебаний грунта и возможные смещения, в связи с
этим, участков обделок относительно проектной оси тоннеля.

Перегонные и станционные тоннели метрополитенов имеют
сопряжения; кроме того, на перегонах сооружают различные ка-
меры специального назначения, вентиляционные стволы, примы-
кания и т.п. В железнодорожных тоннелях также имеется много
п°перечных камер, штолен, ниш. Каждое из таких сооружений
отличается от других по жесткости поперечных сечений конст-
рукций и по нагрузкам на них.
5.7.	Антисейсмические деформационные швы

При проектировании сопряжения различных конструктивных
элементов тоннелей в сейсмических зонах необходимо решить
вопрос о том, какие соединения (жесткие или гибкие) рациональ-
ны в этих условиях.

Можно предполагать, что во время землетрясений каждый из
участков тоннеля будет колебаться со своей собственной часто-
той, что приведет к повреждениям в местах соединения. Чтобы
избежать этих разрушений, желательно каждый из таких участков
рассчитывать отдельно, однако таким образом, чтобы периоды
свободных колебаний участков были близки. Это снизит сейсми-
ческие усилия в соединяющих элементах сооружения, а следова-
тельно, сделает их более надежными.

Если это требование выполнить не удается, то такие участки
целесообразно сопрягать с сохранением возможности их взаимно-
го смещения. Отечественная практика проектирования и строи-
тельства комплекса сооружений метрополитена имеет пример осу-
ществления подвижной связи между отдельными элементами. Та-
ким решением является конструкция телескопического сопряже-
ния наклонного эскалаторного тоннеля с вестибюлем. Это реше-
ние, проверенное практикой и допускающее взаимные перемеще-
ния конструкций под влиянием иных, нежели сейсмические на-
грузки, причин, вполне может быть использовано и при сопряже-
ниях перегонных тоннелей со станциями и другими сооружения-
ми, проектируемыми в сейсмических районах.

Подобное решение осуществлено и при проектировании тон-
нелей транспортной сети в районе Сан-Франциско [50].

Тоннель, пролегающий в толще аллювиальных отложений по
дну морского залива, по концам соединен с вентиляционными
камерами, расположенными в скальных грунтах, с помощью гиб-
ких неопреновых вставок, допускающих продольные деформации
до 15 см, а также повороты тоннеля относительно камер. Так же
выполнено и соединение металлической обделки перегонного тон-
неля с бетонными обделками станций.

Однако и при заложении тоннеля в относительно однороднь>х
по сейсмической жесткости грунтах при сильном землетрясенШ1
могут образоваться трещины по кольцевым сечениям. В этом слУ'
чае целесообразно через определенные расстояния устраивать аН'
тисейсмические деформационные швы (АДШ), что позволяет из-
бежать попадания отдельных жестких по всей длине участков в
условия разных фаз колебаний.

Расстояние между температурно-осадочными швами, которые
устраивают по длине тоннеля, регламентируется нормами. Жела-
тельно, чтобы антисейсмические швы были совмещены с темпе-
ратурно-осадочными. Если же в результате расчета окажется, что
расстояние между антисейсмическими швами должно быть мень-
ше, чем между температурно-осадочными, то необходимо устраи-
вать дополнительные антисейсмические швы.

Антисейсмические швы в перегонных тоннелях должны пол-
ностью разделять по высоте отделяемые друг от друга участки или
секции сооружения.

Динамические характеристики (жесткость, период колебаний)
конца участка сооружения у антисейсмического шва должны быть
такими же, как и в основной части секции. Ширину шва следует
принимать из условия полного недопущения соударения разде-
ленных этим швом частей сооружения. Очевидно, что минималь-
ная ширина антисейсмического шва должна быть не менее суммы
наибольших возможных при сейсмическом воздействии горизон-
тальных смещений участков сооружения, разделенных этим швом,
с учетом некоторого запаса. Чем слабее основание под сооруже-
нием, чем более оно подвержено неравномерным осадкам, тем
большей должна быть ширина антисейсмического шва.

Теория сейсмодинамики сложных систем подземных сооруже-
ний [27] позволяет определить расстояние между антисейсмичес-
кими швами:

J 1 5

Ад 2л ’	(5-1)

где пл — коэффициент, учитывающий динамическую работу под-
земных сооружений (для однородных по длине перегонного тон-
неля участков можно принимать «д=2); 6 — допустимое предель-
ное перемещение соседних участков тоннеля, обеспечивающее
заданные условия его эксплуатации (например, сохранность гид-
роизоляции), см; Ао — ожидаемая максимальная амплитуда коле-
баний почвы при землетрясении (0 s Ао s 30 см); ср — скорость
Распространения продольных сейсмических волн в грунте, м/с;
Т — преобладающий период колебаний почвы при землетрясении
(0,1 <; Т* 1,5), с.

Диапазон изменения коэффициента находится в пределах от
0,5 до 10 и более. Значение этого коэффициента для швов, устра-
иваемых около узла сопряжения, намного больше, чем для швов
на однородном участке перегонного тоннеля.

Значение коэффициента «л зависит от грунтовых условий; га-
баритов конструкций в узле сопряжения и других условий; с ус-
ложнением узла сопряжения это значение увеличивается. Опреде-
ляется этот коэффициент теоретически методами динамической
теории сейсмостойкости сложных систем подземных сооружений
[27].

Антисейсмические деформационные швы обязательно следует
устраивать в местах соединения тоннелей различного поперечно-
го сечения, например у станций в местах присоединения к тонне-
лям притоннельных сооружений различного назначения, в местах
резкого изменения грунтовых условий вдоль трассы тоннелей.
Совмещение температурно-осадочных швов с антисейсмически-
ми позволяет упрощать конструкцию тоннеля в целом. В этом
случае конструкцию антисейсмического шва следует выбирать та-
кой, чтобы при заданном расстоянии между соседними швами
обеспечивалось рассчитываемое предельное перемещение 6.

Рассмотрим расположение АДШ в зонах, где ось тоннеля пере-
секает разлом или границу слоев с различными акустическими
(сейсмическими) жесткостными свойствами.

Здесь можно рекомендовать следующие схемы размещения АДШ
для тоннеля высотой около 9 м в выломке (рис. 5.9). При угле а
падения плоскости разлома или плоскости раздела слоев различ-
ной акустической (сейсмической) жесткости к вертикали от 20 до
60°) (tga = 0,36 — 1,73) швы размешаются по длине тоннеля по
границам пересечения плоскости разлома с сечением тоннеля (рис.
5.9, а). При угле а от 60° до 80° к вертикали (tga = 1,73 — 5,67),
швы также размещают на границах пересечения плоскости разло-
ма с сечением обделки (рис. 5.9,6), а в случае, если это расстояние
L' окажется больше, чем величина L, определяемая по формул6
(5.1), то устраивается дополнительный промежуточный АДШ.

Если плоскость границы слоев грунта с различной сейсмичес-
кой жесткостью идет практически вдоль продольной оси тоннеля
(а > 80° — 90°; tga = 5,67), то расстояние между АДШ определяет'
134
Рис. 5.9. Размещение антисейсмических деформационных швов:

1 — основной; 2 — дополнительный

ся по формуле (5.1) исходя из параметров наиболее слабого по
сейсмической жесткости грунта (рис. 5.9,в).

В тоннелях метрополитена антисейсмические швы должны про-
резать не только конструкцию обделки, но и путевой бетон; опыт
показал, что в противном случае происходит растрескивание пу-
тевого бетона уже при 4—5-балльных землетрясениях. По этой же
причине менять тип верхнего строения пути тоннеля (при перехо-
де от подземных участков трассы к открытым) следует вне преде-
лов портального участка.

Внутренние элементы конструкции тоннелей, например, на
станциях метрополитена следует проектировать с учетом упругих
Деформаций несущих элементов. В этом случае всегда будет обес-
печена их требуемая работоспособность даже в условиях сильных
землетрясений. Можно порекомендовать применение гибкой под-
вески лестниц, пересадочных мостов над путями и пр.

В случае сложного взаимного пересечения подземных вырабо-
ток ответственного назначения, когда по условиям эксплуатации
требуется не допустить смещения одной выработки относительно
«ругой во время землетрясения, необходимо проектировать уси-
Ленное жесткое сочленение конструкций.
Из практики проектирования антисейсмических деформаци-
онных швов расстояние между ними по оси тоннеля находится в
пределах 20 — 40 м.

В сборной железобетонной обделке из сплошных блоков с ме-
таллоизоляцией, в которой продольные и кольцевые швы между
блоками перекрываются металлическими накладками, привари-
ваемыми к металлоизоляции, деформационные швы выполняют-
ся следующим образом (рис. 5.10).

Соседние кольца разделяют прокладкой (например, из анти-
септированной фанеры), а кольцевой шов перекрывают упругой
металлической накладкой, привариваемой к металлоизоляции.
Кольцевое пространство за деформационной накладкой заполня-
ют тощим цементным раствором.

Антисейсмический деформационный шов в монолитной обделке
с металлоизоляцией устраивают следующим образом (рис. 5.11).

Для уменьшения жесткости обделки в зоне деформационного
шва и чтобы его элементы не выступали за внутренний контур
обделки, устраивается кольцевая штроба, обрамленная металли-
ческими листами. Ширина и глубина определяются при проекти-
ровании. Соседние участки обделки по оси штробы разделяются
кольцевой прокладкой. К металлоизоляции штробы приваривают
металлические фланцы, между которыми с помощью болтов за-
жимают упругое гидроизолируюшее кольцо (из резины или дру-
гих герметизирующих материалов). Расстояние между болтами
составляет 200 — 250 мм.

В монолитно-прессованной бетонной обделке ввиду ее боль-
шой жесткости деформационные швы устраивают не менее чем
через 10 — 15 м (рис. 5.12).

Внутрь обделки закладывают деревянные антисептированные
кольца, а между ними антисептированную фанеру, защемляемую
между двумя металлическими листами. Изнутри тоннеля зазор
между листами перекрывается металлическими прокладками, при-
вариваемыми к листам.
Рис. 5.10. Деформационный шов в сбор-
ной железобетонной обделке с металло-
изоляцией для водонасыщенных грунтов:
а — общий вид тоннеля: 1 — металло-
изоляция; 2 — стыковые накладки; 3 —
^формационный шов; 4 — фанера,
пропитанная антисептиком; 5 — свар-
ной шов; б — узел В: 6 — железобетон-
ные блоки; 7 — деформационная на-
ладка; 8 — тоший цементный раствор;
9 — стыковая накладка

Основные характеристики
конструкции

Показатель	Количество
Толщина листа металлоизоляции, мм  Расход металла, т, на металлоизоляцию на 1 п.м стыковые накладки на I п.м деформационный шов  Расстояние между швами, м	6-8  0,8 - 1,0  0,9 - 0,12  0,15 - 0,18  По расчет}7
138

Б

Основные характеристики
конструкции

Показатель	Количество
Толщина листа металлоизоляции, мм  Расход металла, т, на: металлоизоляцию на 1 п м деформационный шов  Расстояние между швами L  Геометрические размеры конструкции шва А Б В	6-8  0,8 - 1,0  1.2 - 1,6  Определяет- ся расчетом  Определя- ются конст- рукцией и технологией установки болтов

Рис. 5.11. Деформационный шов в монолитной обделке
с металлоизоляцией для водонасыщенных грунтов:
а — общий вид обделки: / — металлоизоляция; 2 —
деформационный шов; б — узел В. 3 — уголок; 4 —
закладные детали для крепления узла; 5 — фанера,
пропитанная антисептиком; 6 — уплотнение из мас-
лобензостойкой (МБС) или кислотощелочестойкой
(КЩ) резины
Вариант 2

Основные характеристики обделки

Внутренний диаметр, мм	5200
Толщина обделки, мм	350 - 370
Объем бетона на 1 п.м, м3	6
Расход металла на шов, кг	300 - 350

Рис. 5.12. Деформационные швы в моно-
литно-прессованной бетонной обделке (с
дисперсным армированием):

а — общий вид обделки: 1 — дефор-
мационный шов; б — варианты швов

Вариант 1

3-4	3-4

3 4

Вариант 3

(узел Б); 2 —
труба 1/2”; 3 —
металлический
лист; 4— прес-
сованная фане-
ра, пропитан-
ная антисепти-
ком
5.8.	Сопряжения между круговыми тоннелями
и станциями метрополитена, сооружаемыми
открытым способом

При колебаниях во время землетрясений, а также от иных воз-
можных причин, например от температурных расширений, круго-
вая обделка перегонного тоннеля должна иметь гибкое сопряже-
ние с торцевой стеной станции метрополитена.

Указанное сопряжение должно допускать в определенных пре-
делах взаимные смешения перегонного тоннеля и стены станции
с сохранением гидроизоляции.

В случае применения в качестве обделки перегонного тоннеля
железобетонной конструкции с металлоизоляцией (рис. 5.13) со-
единение представляет собой прижимное металлическое кольцо,
заанкеренное в торцевую плоскость последнего кругового кольца
и привариваемое к металлоизоляции.

Другой конец кругового листа соединяется на болтах с заанке-
ренным в стену камеры металлическим кольцом через упругую
прокладку из резины или герметика.

Рис. 5.13. Конструкция сопряжения железобетонной обделки со стеной камеры:
а — сборная железобетонная обделка: 1 — стена камеры; 2 — тоший цементный
раствор; 3 — склеечная гидроизоляция; 4 — уплотняющий жгут; 5 — железобе-
тонные блоки; б — железобетонная обделка с металлоизоляцией: 6 — стена кам^'
ры; 7 — гидроизоляция; 8 — заанкеренное в стену металлическое кольцо; 9 "
уплотнение из резины МБС или КЩ; 10— заанкеренный в бетон обделки метал-
лический лист; 11 — металлоизоляция; 12 — железобетонная обделка (монолит-
ная или из блоков)
?ис- 5.14. Конструкция сопряжения сборной чугунной обделки со стеной камеры:

® " общий вид сопряжения: 1 — стена камеры; 2 — тощий цементный раствор;
чугунные тюбинги; 4 — металлическое упругое кольцо; 5— гидроизоляция;

б заанкеренное в стену металлическое кольцо; 7 — чугунная обделка;

" Узел В: 8 — антикоррозионное покрытие; 9 — уплотнение из МБС или КЩ

Зины; ю — металлическое кольцо; 11 — болт; 12 — чугунный тюбинг
Такая конструкция ремонтнопригодна и допускает достаточно
существенные взаимные деформации тоннеля и камеры (станции).

Если в качестве обделки применяется водонепроницаемая об-
делка из сборных железобетонных блоков, то упругость и водо-
непроницаемость обеспечиваются запрессовкой между стеной ка-
меры и последним кольцом круговой обделки уплотняющего жгу-
та (из резины или герметиков) и защищаемого фартуком из одно-
го-двух слоев оклеечной гидроизоляции.

Несколько иной вид сопряжения может быть использован при
применении в качестве кругового тоннеля чугунной обделки (рис
5.14).

Для обеспечения водонепроницаемости и податливости стыка
обделки с камерой применяется прижимное металлическое коль-
цо, имеющее в поперечном сечении вид полукольца с фланцами.
С одной стороны кольцо приболчивается к кольцевому борту тю-
бингов, с другой стороны — к металлическому кольцу, заанкерен-
ному в стену камеры. Пространство между торцом стены, тюбин-
гами и прижимным кольцом заполняется тощим цементным ра-
створом. Другой вариант примыкания — плоское металлическое
кольцо, приболчиваемое к закладному кольцу с уплотнением из
упругого герметизирующего материала (например, резины).
/лава 6_______________________________

СТРОИТЕЛЬСТВО ТРАНСПОРТНЫХ ТОННЕЛЕЙ
В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ

6.1.	Перегонные тоннели метрополитена

В России и СНГ накоплен определенный опыт проектирова-
ния и строительства метрополитенов в сейсмических районах. Так,
метрополитены в Тбилиси и Баку сооружались в 7-балльной сей-
смической зоне, Ереване — в 8-балльной, Ташкента — в 9-балль-
ной. Ниже рассмотрены наиболее интересные и перспективные
решения конструкций метрополитена, выполненные в сейсмичес-
ких районах.

Строительство метрополитена в Ташкенте отличается очень
сложными инженерно-геологическими и сейсмотектоническими
условиями. Просадочные грунты, высокий уровень грунтовых вод
и 9-балльная сейсмичность района потребовали таких техничес-
ких решений, которые, с одной стороны, обеспечивали бы надеж-
ность работы конструкций во время землетрясений, а с другой —
индустриальное™ строительства.

В процессе проектирования и строительства был проведен боль-
шой комплекс теоретических и экспериментальных работ, в том
числе в натурных и стендовых условиях, позволивших научно обо-
сновать основные принципиальные положения проектирования
обделок в сейсмических районах и на этой базе создать эффектив-
ные сейсмостойкие обделки перегонных тоннелей и станций мет-
рополитена.

Трудности проектирования и строительства метрополитена в
1ашкенте заключались в почти полном отсутствии нормативных
Материалов, регламентирующих расчетные и конструктивные по-
ложения по проектированию подземных сооружений в сейсми-
Ческих районах, а также учитывающих особенности производства
работ в этих условиях. Необходимо было разработать комплекс
антисейсмических мероприятий, который был бы эффективным
как в техническом, так и в экономическом отношении.

Подземные конструкции не имеют такой свободы перемеще-
ния при колебаниях, как, например, наземные здания и сооруже-
ния. При распространении сейсмических волн в массиве вокруг
тоннеля изменяется поле сейсмических напряжений, они концен-
трируются на границе грунта и подземной выработки и вызывают
значительные контактные нагрузки и внутренние напряжения,
нередко превосходящие несущую способность конструкций. Эти
напряжения могут вызвать значительные повреждения обделок,
вплоть до их разрушения.

В мировой практике имелся некоторый опыт строительства
тоннелей метрополитенов в районах высокой сейсмичности. По
представлениям американских специалистов конструкция тонне-
ля должна приспосабливаться к знакопеременным колебаниям
грунта без накопления необратимых деформаций, поэтому при
проектировании и строительстве линии метрополитена в Сан-
Франциско (США) для обделок были применены металлические
(чугунные и стальные) тюбинги со связями из высокопрочных
болтов [50].

Основным критерием при проектировании было обеспечение
достаточной пластичности для поглощения деформаций без поте-
ри несущей способности и трещинообразования. Выбор таких
критериев предопределил и подход к конструированию обделок.
Главное внимание уделялось стыкам и сопряжениям элементов.
Что же касается критерия сопротивления тоннеля инерционным
нагрузкам, то этот вид сейсмических воздействий считали второ-
степенным. Этот тезис хорошо согласуется с нашими выводами из
анализа повреждений и рассмотрения особенностей работы тон-
нельных конструкций при землетрясениях.

Из японского опыта проектирования сейсмостойких тоннелей
можно сделать вывод, что здесь принято противоположное реше'
ние: проектировщики стремятся устроить как можно более жест-
кую конструкцию из железобетона, а поскольку тоннели метро'
политена в Японии сооружаются открытым способом, основном
конструкцией является сильно армируемая монолитная прямоУ'
гольная рама. Сборный же железобетон в Японии применяется6
малом объеме, а тоннели метрополитена глубокого заложения здесь
практически отсутствуют.

Такая тенденция вполне объяснима общими направлениями в
проектировании сейсмостойких конструкций. И гибкие, и жест-
кие конструктивные схемы имеют свои положительные и отрица-
тельные стороны; оба типа конструкций могут обеспечить требуе-
мую сейсмостойкость, и выбор, в конечном итоге, зависит уже от
технико-экономического сравнения вариантов, в частности нали-
чия соответствующих материальных (металл) и трудовых ресур-
сов. Поэтому ясно, что американская практика сейсмостойкого
строительства транспортных тоннелей ориентируется на малотру-
доемкие, но металлоемкие гибкие конструкции из стали и чугуна,
а японские тоннелестроители используют монолитные конструк-
ции, требующие больших трудовых затрат относительно недоро-
гой в Японии рабочей силы.

Ранее в СССР транспортное и промышленное строительство
было ориентировано в основном на применение сборных железо-
бетонных конструкций, обладающих технико-экономическими
преимуществами по сравнению с металлическими или монолит-
ными железобетонными конструкциями. Поэтому при проекти-
ровании Ташкентского метрополитена с самого начала был взят
курс на максимальное использование сборного железобетона.

Рассмотрим конструкции перегонных тоннелей закрытого спо-
соба работ. В техническом проекте для Ташкентского метрополи-
тена было предусмотрено применить круговую ребристую железо-
бетонную обделку с усиленным болтовым соединением колец между
собой и с деформационными швами, устраиваемыми через каж-
дые 50—60 м по длине тоннеля. При такой конструкции обделки
(тип I по табл. 6.1) расход металла, включая закладные детали и
арматуру, увеличивался на 76 % по сравнению с расходом его в
случае применения унифицированной обделки, принятой для обыч-
ных (несейсмических) районов.

Конструкция обделки I типа хорошо воспринимает действие
сейсмических волн, направленных вдоль оси тоннеля, и вполне
приемлема для скальных и полускальных пород, жесткостные ха-
рактеристики которых близки к жесткостным характеристикам
Железобетона.

Однако перегонные тоннели в Ташкенте предполагалось со-
1-'Жать в лессовидных суглинках, поэтому было необходимо обес-
Таблица 6.1.

Объемы материалов, необходимых для устройства 1 м обделки перегонных
тоннелей метрополитена при закрытом способе работ

Материал	Унифициро- ванная обдел- ка для обыч- ных районов	Типы обделок метрополитена Ташкента			
		I	II	III	IV
Железобетон сборный, м3	3,46	3,24	3,61	3,67	3,69
Бетон омоноличивания, м3	—	—	0,08	0,02	—
Сталь, кг  В том числе:	254,3	447,0	307,3	285,0	278,0
арматура	227,0	382,3	237,1	240,0	240,0
сейсмосвязи и закладные де- тали	27,3	64,7	70,2	45,0	38,0

печить, главным образом, поперечную жесткость обделки: при
нагнетании и увлажнении лессовидного суглинка возможны мес-
тные просадочные явления в окружающем тоннель грунте и, как
следствие этого, снижение отпорных свойств массива.

В этих условиях при землетрясении с амплитудами 10—16 см
[42] возможно изменение геометрии поперечного сечения кольца
обделки, при которой эксплуатация таких участков тоннелей и
линии в целом невозможна.

В связи с этим в конструкцию унифицированной обделки были
внесены принципиальные изменения. В качестве основных усло-
вий обеспечения сейсмостойкости обделки в поперечном сечении
были рекомендованы соблюдение принципа связи элементов в
кольце и устройство антисейсмических швов по длине тоннеля,
компенсирующих продольные деформации.

В соответствии с этими рекомендациями были разработаны и
применены на первой и второй линиях Ташкентского метрополи-
тена две конструкции (типы II и III в табл. 6.1). Конструкция по
типу II представляет собой унифицированную обделку, применя-
емую для несейсмических районов, с тем отличием, что у каждого
блока имеются скошенные углы, из которых выведены арматур'
ные петли (рис. 6.1), соединяемые после монтажа обделки метаЛ'
лическими планками и омоноличиваемые.

Однако в период строительства перегонных тоннелей был вЫ'
явлен ряд недостатков этой конструкции, заключавшихся в трУ'
Рис. 6.1. Сейсмостойкая железобетонная обделка перегонного тоннеля закрытого способа работ:

/ — замок (блок типа 55 ВС); 2— блоки типа 55 НС; 3 — отверстие для подъема блока и нагнетания
за обделку; 4 — монтажная шпилька; 5 — лотковый блок; 6 — арматурные монтажные петли; а —
кольцо; б — схема расположения антисейсмических швов; в — стык между блоками
7 2

Рис. 6.2. Конструкция сейсмоузла со
стержневыми арматурными выпусками:
1 — вырезы в углах блоков; 2 — арма-
турный стержень

доемкости заполнения антисей-
смических швов бетоном, слож-
ности надежной заделки сейс-
моузлов, больших потерях при
первичном нагнетании. В ре-
зультате коэффициент заполне-
ния заобделочного пространства
не превышал 0,66, и во многих
кольцах наблюдалась значитель-
ная (до 10 — 15 см) горизонталь-
ная эллиптичность. Ряд колец
приходилось перебирать, так как
они частично входили в габарит
приближения строений.

Обделка типа II была усо-

вершенствована с частичным изменением конструкции сейсмоуз-
ла и устранением сквозных отверстий между элементами (рис. 6.2).
Эта усовершенствованная обделка (тип III по табл. 6.1) позволила
улучшить процесс первичного нагнетания, однако недостатки пре-
дыдущей конструкции (высокая трудоемкость заполнения сейс-
мошвов бетоном и трудность обеспечения качества омоноличива-
ния) остались.

Практика сооружения обделок типов II и III показала, что при-
меняемая конструкция сейсмоузлов является «узким» местом стро-
ительства. При достаточно высоких и устойчивых скоростях про-
ходки и монтажа обделки, на 25—50 % превышающих норматив-
ные, на многих участках тоннелей строители не успевали омоно-
личивать сейсмоузлы, следствием чего и было появление указан-
ных выше деформаций колец.

Из-за недостаточного объема раствора, закачиваемого при пер-
вичном нагнетании, при контрольном нагнетании за обделку по-
давалось большое количество цементного молока (до 0,6 м3 на
каждый метр длины обделки), что приводило к значительному
увлажнению окружающего лессовидного грунта.

Расчеты и стендовые испытания обделок типов II и III свидС'
тельствовали об их достаточной несущей способности, поэтому
антисейсмический узел можно рассматривать только как связь
элементов в кольце, необходимую в случае потери грунтом отпор'
ных свойств и расстройства шарнирной системы. Автором разра'
ботана обделка1 в которой для связи соседних элементов исполь-
зовали скобовые соединения (тип IV в табл. 6.1).

В техническом решении «Сборная обделка тоннеля» кольца
сборной железобетонной обделки сплошного сечения с антисейс-
мическими связями — скобами состоят из блоков пяти типораз-
меров: лоткового с плоской внутренней поверхностью, нормаль-
ных блоков, нормальных предлотковых, половинных блоков и зам-
ковых элементов (замок может состоять из двух или трех элемен-
тов) (рис. 6.3, а).

Для обеспечения перевязки швов количество и набор блоков в
кольцах чередуются (рис. 6.3, б), одно кольцо состоит из лотково-
го, двух предлотковых, нормальных блоков, четырех нормальных
блоков и замковых элементов, располагаемых в шелыге свода; сле-
дующее кольцо состоит из лоткового блока, двух предлотковых
половинных блоков, пяти нормальных блоков и замковых вкла-
дышей, смешенных по отношению к вертикальной оси тоннеля.

В качестве антисейсмических связей используются стальные 11-
образные скобы, устанавливаемые при монтаже обделки по коль-
цевому торцу собранного кольца в специальные цилиндрические
гнезда и соединяющие соседние блоки (рис. 6.3, в). На противо-
положных торцах блоков имеются пазы, по размерам соответству-
ющие выступающей за торец кольца части скоб. Пазы в блоках
оформляются металлическими полуцилиндрами (разрезаемыми
вдоль отрезками трубы). Скоба, соединяющая замковые и смеж-
ный блоки, имеет укороченную среднюю часть; длина одного из
штырей этой скобы, проходящего через все замковые элементы,
соответствует ширине кольца (рис. 6.3, г).

В другом техническом решении кольцо сборной железобетон-
ной обделки сплошного сечения с антисейсмическими связями
— шпильками состоит из блоков четырех типоразмеров (рис. 6.4)
одного плоского лоткового, шести нормальных и трех замковых
элементов. В продольных стыках между блоками устанавливает-
ся по две шпильки: при монтаже каждый последующий блок на-
саживается специальными гнездами на шпильки предыдущего
блока.
_________

''Дорман И.Я. Авт. свил. № 1441849 «Сборная обделка тоннеля».
Основные характеристики
обделки

Показатель	Коли- чество
Наружный диаметр обделки, мм	6000
Толщина блоков, мм	350'
Объем железобето- на на 1 п.м., м3	7,5
Количество, шт.: блоков в кольце типоразмеров бло- ков	8-9 5
Расход металла на сейсмосвязи на 1 п.м, кг	31 “

Б-Б

Рис. 6.3. Сборная железобетонная обделка сплошного сечения с антисейсмическими
связями — скобами:

а — общий вид тоннеля: 1 — скобы; 2 — отверстия под скобы; 3 — замковая
скоба; 4 — торцевые пазы под скобы; б — общий вид обделки: 5 — узел Д, 6
предлотковый блок; 7 — замковый блок К', 8 — нормальный блок Н, 9 — поло-
винный блок 77; 10 — лотковый блок Л, в — узел Д', г — замковый узел со скобок
11 — замковые блоки
Основные характеристики сейсмосвязей

Показатель	Коли- чество
Количество скоб в кольце, шт.	7-8
Масса, кг:	
скобы	2,5
замковой скобы	5,5
торцевой трубы	0,8
Расход металла на сейсмосвязи	31
на 1 п.м, кг	
в т.ч. на скобы	25
на торцевые трубы	6
Общий вид кольца

Основные характеристики обделки

Рис. 6.4. Сборная железо-
бетонная обделка сплошного
сечения с антисейсмически-

ми связями — шпильками:

Показатель	Количество
Наружный диаметр обделки, мм	6000
Толщина блоков, мм	350
Объем железобетона на 1 п.м, м3	7,5
Количество, шт.:	
блоков в кольце	10
типоразмеров блоков	4
связей в кольце	15
Расход металла на связи на 1 п.м, кг	23,1

а — общий вид кольца и нормальный блок И: 1 — лотковый блок Л, 2 — узел Б,
3 — узел В, 4 — нормальный блок (Я); 5 — шпилька № 1, диаметр 20, длина 400;
6 — раствор ВРЦ; б — детали: 7 — шпилька № 3; 8 — шпилька № 2; 9 — блок АЗ;
10 — блок А2; 11 — шпилька № 3

Заполнение гнезд раствором до монтажа осуществляется сухой
цементной смесью. Шпильки, устанавливаемые в замковой части
кольца, состоят каждая из двух стержней.

Предзамковые блоки монтируются с установленными в их пазы
стержнями шпилек, которые затем соединяют между собой свар-
кой. Элементы замка заводят в зазор между смежными блоками —
снизу и объединяют горизонтальной шпилькой, проходящей че-
рез все три элемента.

При строительстве перегонных тоннелей Ташкентского метро-
политена успешно применена обделка, обжатая в породу (рис. 6.5)-
Обжатые в грунт обделки в последние 10—15 лет широко приме-
няются в практике отечественного и зарубежного тоннелестрое-
ния.
Узел В

Шпилька № 1 (№ 3)

400(1000)

Шпилька № 2

Характеристики шпилек

Шпилька	Диаметр, мм	Количе- ство, шт.	Длина, м		Масса, кг	
			1 шт.	на кольцо	1 шт.	на кольцо
№ 1	20	12	0,4	4,8	0,984	11,81
№ 2	20	2	2x0,3	1,2	1.476	2,95
№ 3	20	1	1,0	1,0	2,46	2,46
Всего		15		7,0		17,22

Технико-экономические показатели, достигаемые при соору-
жении тоннелей с обжатыми обделками, свидетельствуют об их
высокой эффективности: трудовые затраты снижаются в среднем
на 20—28 %, а стоимость работ — до 10 %.

Применение обжатия обделок в условиях Ташкентского метро-
политена позволило, помимо реализации общеизвестных поло-
жительных качеств обжатых обделок по сравнению с обычными
сборными обделками получить преимущества, имеющие особо
важное значение для работы тоннелей в сейсмических районах.
^Роме экономии материалов и трудовых затрат, важное значение
имеет то, что при обжатии обделок исключается процесс нагнета-
г Ия Раствора за обделку, т.е. снижается устойчивость лессовидных
6

Рис. 6.5. Конструкция обделки, обжатой в породу:

а — до обжатия; б — после обжатия и фиксации кольца; 7 — блоки обделки; 2 —
строительный зазор; 3 — динамометрическая шпилька; 4 — лотковые полублоки;

5 — разжимной домкрат; 6 — уплотненный после обжатия слой грунта; 7 — желе-
зобетонные клинья; 8 — железобетонный вкладыш

Далее, если в условиях строительства метрополитена в Москве,
Ленинграде и Киеве увеличение внутреннего диаметра тоннеля
при обжатой обделке по сравнению с его диаметром при необжа-
той обделке не имело самостоятельного значения, то для сейсми-
ческих районов оно является весьма важным, так как при смеше-
нии оси тоннеля в результате необратимых подвижек массива при
землетрясении деформации обделки компенсируются «запасом»
габарита, образуемым за счет увеличения внутреннего диаметра
тоннеля.

Повышению сейсмостойкости обжатых обделок по сравнению
с необжатыми способствует и уплотнение слоев грунта вокруг об-
делки, снижающее концентрации сейсмических напряжений, воз-
действующих на нее (см. гл. 2).

Результаты опытного изучения этого явления показали, что
глубина зоны уплотнения грунта по радиальным направлениям
составляла до 1,45 м, а модуль деформации уплотненного слоя
увеличился на 14 % по сравнению с его первоначальным значени-
ем, т.е. контактные сейсмические напряжения, являющиеся фУн'
кцией отношения Ей/Ех, снижаются на 10 — 12 %.
Еще одним примером конструкции сейсмостойкости обделок
для перегонных тоннелей закрытого способа работ является кон-
струкция обделки перегонного тоннеля метрополитена в Ереване,
выполненная из блоков сплошного сечения, имеющих по углам
уголки, закладываемые в блоки при бетонировании. После сборки
кольца все уголки сваривают между собой, создавая жесткую кон-
струкцию тоннельной трубы. Недостатком этой конструкции, на
наш взгляд, является то, что жесткая связь на сварке не позволит
конструкции воспринимать упругие деформации грунтового мас-
сива при колебаниях, вызываемых землетрясениями даже ниже
расчетной балльности, и после слабых землетрясений потребуют-
ся ремонтные работы. При таком жестком устройстве антисейс-
мических связей теряется смысл в создании цилиндрических ан-
тисейсмических стыков, которые позволяют оптимально исполь-
зовать несущую способность обделки в условиях статических воз-
действий горного давления.

Рассмотрим конструкции перегонных тоннелей, сооружаемых
открытым способом работ. В практике строительства отечествен-
ных метрополитенов в сейсмических районах применяются четы-
ре типа конструкций перегонных тоннелей (рис. 6.6), сооружае-
мых открытым способом (табл. 6.2).

Обделка типа А (рис. 6.6, а) представляет собой монолитную
двухпролетную рамную конструкцию из сборного железобетона.

Таблица 6.2.

Основные показатели обделок перегонных тоннелей
при открытом способе работ

Показатели	Типы обделок				
	полносборная для несейсми- ческих районов	для сейсмических районов			
		А	Б	В	Г
Объем железобетона, м3: общий	7,84	12,21	10,67	17,50	9,04
в том числе: сборного	7,21	—	8,27	7,60	9,04
монолитного	0,63	12,21	2,40	—	—
Объем монолитного бетона, м3	—	—	—	9,90	—
^ход металла, кг		1418,0	1300	1700	920	1384
Рис, 6,6. Конструкции железобетонных сейсмостойких обделок перегонных тонне#*
открытого способа работ
Эта конструкция обладает наибольшей сейсмостойкостью и
полностью соответствует требованиям, которые были рассмотре-
ны в гл. 5, но требует больших трудовых затрат на возведение.

Обделка типа Б (рис. 6.6, б) является конструкцией из плоско-
стных сборных железобетонных элементов (стеновых и перекры-
тий), в которой все стеновые элементы в уровне верхнего пояса
объединяются продольными железобетонными балками жесткос-
ти. В основании устраивается монолитная железобетонная плита,
объединяющая арматурные выпуски стеновых панелей в единую
конструкцию.

Обделка типа В (рис. 6.6, е) представляет собой сборно-моно-
литную двухочковую конструкцию, в которой в качестве сборных
элементов используются блоки тоннельной обделки закрытого
способа работ в сочетании с монолитными боковыми стенами и
железобетонными элементами в средней части. По металлоемкос-
ти эта конструкция наиболее экономична по сравнению с обдел-
ками типов А и Б (поскольку имеет сводчатые перекрытия), но
она неиндустриальна и трудоемка.

Обделка типа Г (рис. 6.6, г) является цельносекционной. Это
конструктивное решение успешно применяется в несейсмических
районах и нашло применение на метрополитенах Ташкента и Тби-
лиси. По сравнению с обделкой из сборных элементов обделка
типа Г обладает меньшей удельной металлоемкостью и требует
меньших трудовых затрат при возведении. Тоннельная конструк-
ция из цельносекционных элементов в поперечном сечении в пол-
ной мере отвечает требованиям сейсмостойкости.

Для компенсации продольных деформаций по длине тоннеля
устраивают антисейсмические деформационные швы (рис. 6.7),
расстояние между которыми определяют расчетом в зависимости
от инженерно-геологических и сейсмотектонических условий.

6.2.	Станционные тоннели

При сооружении станций открытым способом возможны две
конструктивные схемы: односводчатая арочная станция и трех-
пролетная станция из сборных и объемных элементов.

Принятая при строительстве Ташкентского метрополитена кон-
струкция односводчатой станции, выполняемой из монолитного
Железобетона, обладает достаточной жесткостью и устойчивостью
Рис. 6.7. Схема перегонного тоннеля метрополитена из цельно-
секционных элементов с антисейсмическими швами:

а — продольный разрез; б — поперечный разрез; в — элемент
соединения секций тоннеля в месте антисейсмического шва;
1 — элемент конструкции тоннеля; 2 — упругая прокладка; 3 —
распределительная плита; 4 — болтовая подпружиненная стяж-
ка; 5 — упругая прокладка между секциями тоннеля

для условий высокосейсмического района строительства и проса-
дочных грунтов.

Свод станции и лоток армированы сварными каркасами и сет-
ками. Плоские каркасы объединены в крупноразмерные простран-
ственные блоки. Замкнутый контур односводчатой конструкции
состоит из пяти таких блоков трех типоразмеров. Стержни в плос-
ких каркасах расположены в двух зонах по высоте, благодаря чему
уменьшается их число при сохранении требуемой несущей спо-
собности; это позволяет повысить технологичность бетонирова-
ния конструкции в целом.

Стыки располагают в зонах минимальных знакопеременных
моментов, что соответствует принятой статической и расчетной
схеме конструкции, и выполняют ванно-шовным способом.

Конструкция колонной станции из сборных элементов являет-
ся переработкой типового проекта Метрогипротранса ТС-109,
выполненной с учетом сейсмических условий и инженерно-гео-
логической характеристики грунтов основания (рис. 6.8).

В первоначальном проекте Ташкентского метрополитена пред-
полагалось для равномерной передачи нагрузки на грунт устроить
монолитную железобетонную плиту основания — лоток станции,
при этом общий объем железобетона на станцию колонного типа
по сравнению с объемом в типовом проекте увеличивался в 1,7
раза, а монолитного — в 9 раз. Однако аналитические проработки
свидетельствовали о возможности значительного облегчения кон-
струкции за счет рассмотрения работы лотковой плиты станции

как плиты на жест-
ком основании при
условии проведения
необходимых мероп-
риятий по уплотне-
нию грунта для созда-
ния однородного ос-
нования по длине
станции, что наибо-
лее близко к действи-
тельным условиям
работы сооружения.

Совершенствова-
ние в процессе стро-
ительства станции ко-
лонного типа расчет-
ной схемы ее конст-
рукции дало возмож-
ность в первую оче-
редь уменьшить со-
держание арматуры в
сборном и монолит-
ном железобетоне по
сравнению с ее коли-
чеством в первона-
чальном решении в
сРеднем на 31 %.

С целью обеспече-
чия высокой эксплу-

Рис. 6.8. Поперечные сечения станций колонного типа:
а — по типовому проекту ТС-109; б — разработан-
ная для Ташкентского метрополитена; в — из объем-
ных элементов (нового типа)
Рис. 6.9. Виды сопряжений элементов станции колонного типа с анти-
сейсмическими связями:

а — крайней стены I с перекрытием 2; 6 — перекрытий 2 и 3 на прогоне
4; в — колонны 5 с лотком 6; г — прогона 4 на колонне 5; д — крайние
стены 1 с лотком 6

атационной надежности сооружений станций метрополитена были
приняты следующие антисейсмические и противопросадочные
мероприятия (рис. 6.9):

сопряжение стеновых блоков с лотком выполняется в паз с до-
полнительным креплением на сварке закладных деталей стеново-
го блока и последующим заполнением зазора мелкозернистым
бетоном М-300;

колонны с лотком соединяются аналогично стеновым блокам с
установкой их в стаканы фундамента лотка;

колонны с прогонами связываются подобно решениям для не-
сейсмических районов строительства с добавлением стального
штыря, устанавливаемого в гнезде прогона и колонны, после чего
зазор зачеканивается цементным раствором с металлической струж-
кой и производится сварка закладных деталей колонн и прогонов;

стеновые блоки с плитами перекрытий соединяются с пом°"
щью выпусков арматуры в виде петель из стеновых блоков и пл11Т
перекрытия, при этом образуется продольная железобетонная мо-
нолитная балка — антисейсмический пояс;

плиты перекрытия связываются с прогонами путем анкеровки
выпусков арматуры из плит в монолитную часть прогона.

Особый интерес представляет техническое решение конструк-
ции и организации строительства станции «Площадь Ленина»1.
Перекрытие платформенного участка запроектировано и выпол-
нено в виде монолитной железобетонной плиты с утопленными в
нее сборными куполами для подвески люстр (рис. 6.10). Перекры-
тие поддерживается колоннами из металлических труб с железо-
бетонным заполнением. Лицевая часть перекрытия сложена из
сборных железобетонных декоративных плит с национальным
орнаментом. При строительстве была разработана современная
технология производства декоративных плит из сборного железо-
бетона. Готовые сборные железобетонные элементы завозились
на станцию и выкладывались в общий рисунок с подмостей. Вы-
пуски из плит орнамента и куполов приваривались к арматуре
перекрытия.

Подобная технология позволила сократить сроки сооружения в
2 раза и обеспечить высокое качество лицевой поверхности по-
толка платформенного участка станции без дополнительных отде-
лочных работ.

Дальнейшее развитие трехпролетная рамная конструктивная
схема получила при строительстве на второй линии Ташкентского
метрополитена станции Айбек, выполненной из большеразмер-
ных объемных железобетонных элементов (см. рис. 6.8, в)2.

В рамной конструкции станции из плоскостных элементов по-
перечная и продольная жесткость обеспечивается устройством в
Уровне верхнего перекрытия антисейсмических поясов из балок.
Поскольку надежность этих связей невысока из-за неконтролиру-
емости процесса омоноличивания и трудностей соблюдения ре-
жима набора бетоном прочности, особенно в условиях жаркого
климата, в уровне нижнего пояса необходимо было устраивать
ТяЖелую монолитную плиту основания.

' Новое название «Майдони Мустакиллик»

'$4йй>МаН % И Д[) <<(-таниия метрополитена колонного типа». Авт. свил.
Рис. 6.10. Сейсмостойкая конструкция станции «Площадь Ленина» Ташкентского метрополитена:
/ _ сборные омоноличиваемые железобетонные плиты-купола; 2 — колонны
Новая конструкция станции не имеет указанных недостатков,
она значительно облегчена в лотковой части. Основная несущая
конструкция станционной обделки может быть смонтирована из
укрупненных железобетонных элементов заводского изготовления
пяти типоразмеров (рис. 6.11): С-образного элемента СО-1 для
боковых тоннелей, верхнего (СО-3) и нижнего (СОФ-2) элемен-
тов среднего зала, Т-образного элемента СО-2 колонной части и
опорного подколенника СОФ-1. Платформа, как и в типовом про-
екте, состоит из двух элементов (П-13 и П-14).

Монолитный бетон предусматривается только для омоноличи-
вания стыков в местах сопряжения элементов, объем его составляет

11 % общего объема кон-
струкций (на станциях с
опорной плитой из моно-
литного железобетона —
50 %). Масса и геометри-
ческие размеры элемен-
тов приняты (табл. 6.3) с
учетом удобства изготов-
ления, подъема и переме-
щения в заводских усло-

виях, а также

транспор-

те. 6.11. Сейсмостойкая станция метрополитена нового типа из объемных эле-
ментов:

а ~~ общий вид; б — элементы конструкции; 1 — С-образный блок (СО-1); 2 —
ВеРхний (СО-3) и 5 — нижний (СОФ-2) элементы среднего зала; 3 — Т-образный
Бемент (СО-2); 4 — опорный подколенник (СОФ-1) (размеры в метрах)
Железобетонные элементы станции длиной 102 м

Марка элемента	Размер, мм	Масса, т	Расход на один элемент		Число элемен- тов на станцию
			бетона, м3	стали, кг	
СО-1	6680x5990x1480	17,97	7,19	1596,3	136
СО-2	6330x5400x500	9,23	3,69	1521,0	34
СО-3	5500x3000x300	12,7	5,1	941,7	34
СОФ-1	5400x1600x1530	19,48	7,79	1925,1	34
СОФ-2	5400x3178x300	13,68	5,47	1213,3	17
П-13	10000х1480хх350	3,0	1,2	84	34
П-14	10000x1480x350	3,0	1,16	82	34

тировки от завода-изготовителя до строительной площадки, про-
стого и быстрого монтажа. При этом учитывалась работа конструк-
ции во время монтажа и после сборки.

Сейсмостойкая станционная обделка нового типа из крупно-
размерных элементов, омоноличенных в единую прочную про-
странственную конструкцию, обладает большей сопротивляемос-
тью сейсмическим воздействиям. При монтаже она позволяет сни-
зить трудовые затраты на 30 %, так как число операций на каждый
метр длины станции уменьшается более чем на 40 % по сравне-
нию с тем же числом на колонных станциях с плоскостными эле-
ментами (табл. 6.4).

Элементы СО-1 боковых тоннелей и СО-3 среднего свода сей-
смостойкой станции нового типа в продольном направлении име-
ют антисейсмические (они же монтажные) связи в виде стальных
пластин, приваренных к закладным деталям.

Лотковые блоки СОФ-1 и СОФ-2 и элементы СО-2 колоннады
в продольном направлении в пределах между деформационными
швами путем сварки арматурных выпусков и омоноличивания со-
единены между собой в жесткую непрерывную конструкцию. Это
главное условие достижения необходимого сопротивления поД'
земной конструкции сейсмическим воздействиям.

Поскольку С- и Т-образные элементы являются пространствен'
ными конструкциями, жесткие требования к узлам омоноличив3'
ния, предъявляемые к конструкциям из сборных плоских элемеН'
тов, при работе в условиях возможного сейсмического воздействН
Основные показатели колонных станций

Показатели	Станции		
	типовая плоскостная1	плоскостная Ташкентского метрополитена	сейсмостойкая нового типа2
Объем железобетона, м3:			
сборного	1815	1484	1805
монолитного	202	1923	180
Число типов элементов	9	8	5
Число монтажных единиц на всю платформенную часть	802	910	623
Удельные показатели на 1 м длины станции:			
объем железобетона, м3:			
сборного	17,8	14,4	17,7
монолитного	2,07	18,7	1,76
масса арматурной стали, т	3,2	6,0	4,1
трудовые затраты, чел.-ч	111,6	135	97
Процент сборности	89,5	43,2	91,0
			

1 Типовая станция из плоскостных сборных элементов по типовому проекту
ТС-109.

2 Сейсмостойкая станция нового типа из крупноразмерных объемных эле-
ментов по авт. свил. № 540041.

могут быть значительно снижены, в связи с чем повышается на-
дежность конструкции как антисейсмического сооружения.

Для выбора оптимального варианта сечения были проведены
расчеты конструкции станции из элементов толщиной 30 и 40 см
как жесткой недеформируемой в поперечном сечении системы. В
схемы загружения были включены постоянные нагрузки и дина-
мические (квазистатические) нагрузки в различных сочетаниях при
наличии и отсутствии грунтовых вод.

Результаты расчетов (рис. 6.12) позволили сделать два важных
вывода. Во-первых, увеличение толщины обделки с 30 до 40 см не
Рис. 6.12. Пример эпюры моментов и внутренних усилий в элементах станции из
объемных железобетонных элементов толщиной 40 см (сплошные линии) и 30 см
(штриховые) при сейсмическом воздействии

только не снижает усилия в сечениях, но в наиболее характерных
из них (середина пролета стены, узлы сопряжения поперечных и
продольных рам) моменты и нормальные силы увеличиваются (см.
точки 5, 7, 13, 21 на рис. 6.12). Во-вторых, если считать станцию
деформируемой конструкцией, то наличие больших моментов в
точках 5 и 27 накладывает очень жесткие ограничения на конст-
рукцию связи С- и Т-образных блоков, особенно в уровне пере-
крытия. Расчеты были проведены с соблюдением требований дей-
ствующих норм и введением коэффициентов динамичности и пе-
регрузки для подвижных нагрузок на поверхности. Всего было
смоделировано 14 вариантов загружения [4].

Методика математического моделирования позволила проана-
лизировать и сопоставить результаты расчетов по различным схе-
мам. Анализ показал, что для случая статического загружения рас-
четными являются варианты с расположением распределенной
нагрузки над средним пролетом, а для С-образного элемента —
над всеми тремя пролетами. Для динамического загружения рас'
четным является вариант расположения нагрузки на контакте с
боковыми пролетами.

Автором совместно с сотрудниками ИМиСС АН Узбекистана
для подобной расчетной схемы был выполнен расчет на приве-
денную сейсмическую нагрузку с учетом пяти форм колебаний по
методике, изложенной в СНиП П-7-8 Г. В качестве присоединен-
ной массы грунта у стен приняли его объем в пределах призм
обрушения под углом естественного откоса. Результаты расчета
показали, что возникающие внутренние усилия в элементах кон-
струкции станции на 30 — 50 % меньше, чем усилия в расчете на
динамические (квазистатические) нагрузки.

В процессе сооружения станции Айбек были проведены иссле-
дования ее напряженно-деформированного состояния. Для про-
ведения измерений был выбран участок длиной 9 м, равный полу-
тора повторяющимся участкам станции (6 м), включающий в себя
двенадцать С-образных блоков СО-1 и два Т-образных элемента
СО-2.

Методика определения напряженно-деформированного состо-
яния станции основана на оценке фибровых напряжений в харак-
терных сечениях по измеряемым относительным деформациям
сечений в процессе нагружения станции грунтом обратной засып-
ки и временной подвижной нагрузкой.

Для испытательных целей в бетонные конструкции на строго
фиксированном расстоянии (600 мм) запрессовывались стальные
шпильки (маячки), расстояния между которыми (измерительные
базы) в процессе деформирования конструкции под нагрузкой
определялись съемным индикаторным измерительным прибором
часового типа с точностью отсчета 0,01 мм (рис. 6.13).

Измерения проводили в четыре этапа: после монтажа конст-
рукции станции перед ее засыпкой (нулевой отсчет), после засып-
ки станции грунтом над перекрытием на высоту 2 м, затем на
высоту 3 м и после размещения над станцией временной нагрузки
от транспорта (колонна загруженных автомобилей марок МАЗ,
КамАЗ, КрАЗ) в соответствии с требованиями норм.

В результате измерений было определено напряженно-дефор-
мированное состояние прогонов (рис. 6.14) и ригельных частей
С-образных блоков (рис. 6.15) как наиболее ответственных эле-
ментов. Прогоны работают по схеме неразрезной балки, что со-
ответствует проектным предпосылкам. Наибольшие сжимающие
Рис. 6.13. Схема размещения измерительных баз 1 — 20

напряжения в поперечном сечении — 5 МПа, что составляет 25 — 30
% их несущей способности.

Отсутствие растягивающих напряжений объясняется тем, что
фактическая площадь сечения неразрезной балки прогона значи-
тельно превосходит сечение сборной части ригеля Т-образного
элемента. Омоноличивание, очевидно, помогает работе прогона и
воспринимает часть усилий.

Отсюда следует, что прогон имеет значительный резерв несу-
щей способности.

Рис. 6.14. Эпюры относительных деформаций прогона (средние по двум прогонам) в
сечениях /, II и III (а) и схема расположения измерительных баз длиной 600 мм
прогоне над колонной (б):

1 — при высоте засыпки h—2 м; 2 — при й=3 м; 3 — при Л=3 м и временной
нагрузке; значения относительных деформаций увеличены в 104 раз
3,2

Рис. 6.15. Динамика изменения относительных деформаций С-образных
элементов обделки станции в опытных сечениях 65 — 70 при увеличении
высоты засыпки свода грунтом:

Цифры указывают значения относительных деформаций (сжатия «+»
и растяжения «-»), увеличенных в 104 раз

На внутренней поверхности ригельных частей С-образных эле-
ментов возникли растягивающие напряжения, что соответствует
Реальной схеме деформирования, реальной работе жесткого замо-
н°личивания С-образных блоков СО-1 на ригеле Т-образных эле-
ментов СО-2 как в продольном, так и в поперечном сечениях.
Можно с уверенностью утверждать, что весь верхний пояс стан-
ции (в поперечном к оси тоннеля сечении) работает как неразрез-
ная балка, которая к тому же в узле сопряжения жестко связана с
соседними секциями продольным монолитным железобетонным
поясом. Максимальные относительные деформации (до 7,2 10~4) и
рассчитанные по ним растягивающие напряжения в арматуре не
превосходят 145 МПа, что меньше расчетных для арматурной ста-
ли класса АШ.

Таким образом, проведенные исследования показали, что кон-
струкция сейсмостойкой железобетонной колонной станции от-
крытого способа работ из крупноразмерных объемных элементов
отличается повышенной несущей способностью по сравнению с
конструкциями станций из плоскостных сборных элементов за счет
создания неразрезных поверхностей в уровне верхнего пояса, об-
разуемых связью в продольном и поперечном сечениях С-образ-
ных и Т-образных элементов совместно с перекрытием среднего
пролета, и даже по сравнению со сборными конструкциями типо-
вой станции для несейсмических районов является менее трудо-
емкой и материалоемкой.

6.3.	Сейсмостойкие обделки тоннелей БАМа

В процессе проектирования и строительства тоннелей на Бай-
кало-Амурской магистрали накоплен большой опыт, который мо-
жет быть использован при дальнейшем строительстве транспорт-
ных тоннелей в аналогичных условиях.

Конструкции сейсмических обделок тоннелей БАМа сооружа-
лись в весьма различных и сложных условиях [33, 34].

Байкальский тоннель протяженностью 6,7 км перевальный,
односкатный с уклоном до 13,5 %, пересекает Байкальский хребет
под седловиной перевала Даван на границе Иркутской области и
Бурятии. Он сооружен в скальных породах (гранитах) с многочис-
ленными тектоническими зонами разломов мощностью до 100 м
и более. Сейсмичность района 8 — 9 баллов. Крепость пород по
шкале М.М. Протодьяконова колеблется в пределах от 2 до 10, а в
зонах тектонических разломов породы нарушены до состояния
дресвы и щебня; приток воды в забое до 2000 м3/ч; при соору^'
нии тоннеля были вскрыты также напорные воды давлением °т
0,5 до 2 МПа. До строительства тоннеля для определения инЖе'
церно-геологических условий были пробурены 13 скважин, рас-
положенных неравномерно по длине тоннеля, в местах, наиболее
доступных для бурения. В связи с этим для расширения фронта
работ, особенно на наиболее сложных участках, а также для водо-
подавления и укрепления пород параллельно тоннелю, но с опе-
режением его, была пройдена разведочная транспортно-дренаж-
ная штольня, из которой вели горизонтальное разведочное буре-
ние на расстояние до 250 м.

Северо-Муйский тоннель длиной 15,3 км также перевальный,
пересекает одноименный хребет в верховьях р. Ангаракан — при-
тока Верхней Ангары, в зоне сейсмичности 8 — 9 баллов. Инже-

нерно-геологические условия строительства тоннеля чрезвычайно
разнообразны. Припортальные участки сложены неустойчивыми
рыхлыми четвертичными отложениями с большим количеством
валунов. Породы сильно обводнены. Горный массив по трассе
нарушен тектоническими процессами с образованием многочис-
ленных разноориентированных зон разломов. Недалеко от запад-

ного портала тоннель пересекает древний размыв, заполненный
водоносными аллювиальными отложениями с большими прито-
ками высоконапорных вод. Зоны разломов заполнены разрушен-
ными до состояния песка и щебня породами с обильными прито-
ками воды. Коэффициент крепости пород по шкале М.М. Прото-
дьяконова колеблется в широких пределах — от совершенно неус-
тойчивых, текучих пород до 10 и более. Водоприток на забой до-
стигает 500 — 700 м3/ч, давление воды 2,5 — 3,0 МПа, в ряде мест
поступают термальные воды с температурой до +50 °C. Темпера-
тура в горном массиве до +50 °C.

Инженерно-геологические условия строительства этого тонне-
ля изучались по результатам бурения 27 разведочных скважин,
расположенных на припортальных и наиболее доступных для бу-
рения участках, а более чем на половине его длины инженерно-
геологические характеристики пород установлены только на ос-
нове геофизических измерений.

Кодарский тоннель также перевальный, расположен западнее
Чары, в Читинской области. Трасса его протяженностью 1,8 км
пересекает Кодарский хребет и располагается в многолетнемерз-
яых разрушенных скальных породах.

Четыре Мысовых тоннеля общей длиной 5,16 км
'"38+1,89+1,62+1,27) расположены на северном побережье Бай-
кала. Решение об их строительстве принято после детального изу-
чения бестоннельного варианта трассы. В связи с расположением
тоннелей в сильно трещиноватых скальных породах с наличием
разломов первоначально предусматривалась проходка их с разра-
боткой сечения по частям уступами. Для уточнения гидрогеологи-
ческих условий и корректировки способов проходки была прой-
дена нижняя опережающая штольня.

Для обеспечения сейсмостойкости обделок тоннелей БАМа ав-
тором были выполнены расчеты на основе методики, изложенной
в гл. 2, а также осуществлены конструктивные антисейсмические
мероприятия, основные из которых рассмотрены в гл. 5. Недоста-
точность инженерно-геологических и сейсмологических изыска-
ний не позволила, к сожалению, найти оптимальное решение для
размещения на трассе Северо-Муйского и Байкальского тонне-
лей, пересекающих зоны основных тектонических разломов этого
региона вдоль их простирания и вкрест их пересечения, т.е. при
проектировании этих тоннелей в конце 60-х годов основной прин-
цип триединства планировочных, конструктивных и расчетных ме-
тодов в полной мере не был использован.

При проектировании обделок этих тоннелей были учтены ре-
комендации обязательности применения в условиях 8-9-балльной
сейсмичности замкнутых обделок — круговых или подковообраз-
ных с обратным сводом и криволинейными (наклонными по внут-
ренней грани) боковыми стенами.

Насколько форма обделки влияет на динамику изменения мо-
ментов в сечениях при сейсмических воздействиях, видно из гра-
фика (рис. 6.16), построенного на основании данных эксперимен-
тального проектирования подковообразных обделок с различным
поперечным очертанием. Так, увеличение кривизны обратного
свода (увеличение стрелки прогиба до 30 см) позволяет на 30 %
снизить изгибающие моменты от сейсмических воздействий в лот-
ковой части, а изменение кривизны элементов в стенах дает воз-
можность снизить в них сейсмические изгибающие моменты на
40 %. Результаты этих исследований автора были положены ин-
ститутом Ленметрогипротранс в основу проектирования обделе*
тоннелей БАМа.

В качестве основных конструкций для однопутных тоннеДе11
были выбраны три типа обделок, соответствующие различив*
инженерно-геологическим условиям и способам проходки тонне
лей (рис. 6.17).
Рис. 6.16. Графики Mf =
Mf e~*Pi изменения отноше-
ний расчетных моментов 1
и 2 однопутного железно-
дорожного тоннеля в зави-
симости от увеличения
кривизны р;. стрелок проги-
ба стен или обратного
свода

Обделка типа I из чугунных тюбингов предназначена для наи-
более тяжелых геологических и гидрогеологических условий: дис-
персных грунтов и раздробленных скальных пород с большим во-
допритоком (коэффициент крепости f=2). Обделка требует при-
менения щитового способа проходки.

Обделку типа II применяют в нарушенных скальных породах
(f = 2+3) припортальных участков и тектонических зон с повы-
шенным горным давлением. Обделка имеет толщину 0,5 м в замке
и 0,8 м в пятах свода. Особенность ее конструкции состоит в на-
личии арматуры, резко увеличивающей трудоемкость и усложня-
ющей процесс возведения обделки. Упростить арматурные работы
можно при использовании арматурных каркасов, изготовляемых
на стройплощадке и монтируемых в тоннеле, на месте производ-
ства работ.

Для зашиты от притока воды на участках тоннелей с интенсив-
ным водопритоком по внутренней поверхности обделки устраива-
ли металлоизоляцию из листов толщиной 6 мм, свариваемых меж-
ду собой для получения сплошной водонепроницаемой мембра-
ны. Металлоизоляцию прикрепляли к обделке при помощи сталь-
ных стержней, приваренных к наружной поверхности листов, с
отгибами в тело обделки.

Обделка типа III (см. рис. 6.17) толщиной 0,4 м в замке и 0,5 м
в пятах свода рекомендуется для слаботрещиноватых и трешино-
ватых пород (f = 4+6). Обделка этого типа является основной и в
Наибольшей степени приспособленной для горного способа про-
Рис, 6,17. Сечения конструкции обделок однопутных тоннелей /, И и III типов
Рис. 6.18. Сечение конструкции обделки двухпутного тоннеля

ходки сплошным сечением. В необходимых случаях гидроизоля-
цию здесь устраивают так же, как и при обделке типа II.

Обделки типов II и III имеют унифицированное внутреннее
очертание и обратный свод, служащий для улучшения условий
статической работы конструкций при сейсмических воздействиях.

В скальных породах с коэффициентом крепости^ а 7, в кото-
рых горное давление невелико и проявляется в виде отдельных
вывалов, при расчетной сейсмичности до 7 баллов эффективно
применение обделки из набрызгбетона с анкерами. Обделку сло-
ем толщиной 20 см наносят по сетке, закрепленной с помощью
набивных железобетонных или сталеполимербетонных анкеров.

В связи с отсутствием опыта применения обделок из набрызг-
бетона в условиях знакопеременных температур пока их можно
рекомендовать лишь для участков устойчивых пород, удаленных
(в период эксплуатации тоннеля) от мест с резкими колебаниями
температуры воздуха при водопритоке в выработку менее 10 м3/ч.

Для двухпутных Мысовых тоннелей разработана специальная
Конструкция обделки (рис. 6.18), в которой учтены местные ин-
женерно-геологические условия.
6.4.	Особенности выполнения тоннельно-строительных
работ

Одним из важных условий обеспечения сейсмостойкости со-
оружений является соблюдение надлежащего качества выполне-
ния строительно-монтажных работ.

Так, при обследовании подземных сооружений, выполненном
после Ташкентского землетрясения 1966 г., наибольшие разруше-
ния были обнаружены в местах, где при засыпке траншей вдоль
построенных трубопроводов были допущены нарушения правил
производства работ. Поданным А.И. Мартемьянова [14], при про-
верке качества сейсмостойкого строительства в Грузии и Туркме-
нистане в 1976—1977 гг. обнаружены серьезные дефекты в конст-
рукциях, а также нарушения правил эксплуатации.

Эффективность планировочных, конструктивных и расчетных
антисейсмических мероприятий может быть сведена на нет нека-
чественным выполнением работ и нарушением их эксплуатаци-
онного режима. Поэтому тоннели в сейсмических районах следу-
ет сооружать при особенно строгом соблюдении требований стро-
ительных норм и правил, инструкций и другой нормативной до-
кументации.

В проектах производства работ должны быть предусмотрены
специальные методы контроля качества и соответствующие орга-
низационные мероприятия, а также указаны способы обеспече-
ния проектной прочности бетона, надлежащего устройства свар-
ных стыков, арматуры и закладных деталей, замоноличивания кон-
струкций, устройства деформационных антисейсмических швов,
соблюдения допусков при изготовлении и монтаже сборных эле-
ментов и т.п.

При производстве тоннельных работ необходимо вести тща-
тельные наблюдения за характером и изменением инженерно-гео-
логических условий по трассе тоннеля, фиксируя виды пород,
число, ориентацию и ширину раскрытия трещин на участках по-
вышенной трещиноватости, сложенных породами ослабленной
прочности. Должны быть отмечены и места образования вывалов,
проявления капежа и источники подземных вод. Все эти данные
учитывают при оперативной корректировке проекта.

При возведении тоннелей следует тщательно заполнять пусто-
ты за обделкой и соблюдать технологию выполнения бетонных
работ. В местах повышенной трещиноватости пород, а также в
местах образования вывалов при проходке тоннелей рекомендует-
ся увеличивать несущую способность монолитной бетонной или
железобетонной обделки конструктивно. В местах источников
подземных вод (в том числе и там, где поступление воды к момен-
ту возведения обделки прекратилось) должны быть сооружены
заобделочные дренажные устройства.

Склоны над порталами тоннелей и откосы припортальных вы-
емок должны быть укреплены для предотвращения завалов входа
в тоннель при землетрясении. Устройства надтоннельного водо-
отвода должны быть выполнены в объеме, предусматривающем
перехват и отвод от тоннеля расположенных над ним водотоков и
поверхностных вод. При невозможности сооружения отвода реко-
мендуется устраивать водонепроницаемые русла водотоков на уча-
стках водопроницаемых пород.

При сооружении тоннелей открытым способом особое внима-
ние должно быть уделено участкам, проходящим в грунтах, кото-
рые имеют склонность к самопроизвольной просадке при замачи-
вании. В таких местах следует предусматривать мероприятия по
укреплению оснований в соответствии с указаниями, приведен-
ными в главе СНиП 2.02.01-83* «Основания зданий и сооружений.
Нормы проектирования», и конструктивные мероприятия, обес-
печивающие совместную работу фундаментных блоков обделки. В
случаях когда качество грунтов основания вызывает сомнения,
необходимо принять меры к их укреплению или уплотнению.
Можно устраивать свайное основание или укладывать на доста-
точно толстом слое щебня или гравия сплошные железобетонные
плиты.

При обратной засыпке перегонных тоннелей в сейсмических
районах рыхлые грунты за стенами нужно уплотнять не сразу на
полную высоту, а послойным трамбованием. В отдельных случаях
можно применять забивку свай, которые уплотняют рыхлый грунт
И передают нагрузки на нижние, более плотные и прочные слои.

Контроль за состоянием тоннельных конструкций в сейсми-
Ческих районах целесообразно вести с использованием информа-
ции, поступающей от инженерно-сейсмометрической службы (см.
Гл- 7). Такая информация позволяет оперативно судить о состоя-
ли элементов обделки как в процессе длительной эксплуатации
т°ннеля, так и во время землетрясений.
7ла£а 7

ИНЖЕНЕРНО-СЕЙСМОМЕТРИЧЕСКАЯ СЛУЖБА
НА ТРАНСПОРТНЫХ ТОННЕЛЯХ

7.1.	Задачи инженерно-сейсмометрической службы

Проектирование и расчет конструкций транспортных тонне-
лей для сейсмических районов в значительной степени зависят от
имеющейся исходной информации о динамических параметрах
элементов тоннельных конструкций и окружающего грунтового
массива. В расчетных моделях взаимодействия тоннеля с масси-
вом грунта параметры движения грунтовой среды и динамические
характеристики тоннельных конструкций определяют косвенным
путем. В частности, скорость движения частиц грунта в массиве
уточняют на основании лабораторных исследований образцов грун-
та, а количественные данные о смещениях и ускорениях — по
данным сейсмологических наблюдений или, при их отсутствии,
на основании ориентировочных справочных данных. Что же каса-
ется форм и периодов собственных колебаний конструкций обде-
лок, то определить их для подземных сооружений численными
методами точно нельзя, так как присоединенная масса грунта ос-
тается неизвестной.

Основной целью создания инженерно-сейсмометрической служ-
бы на тоннельных сооружениях является получение количествен-
ных данных о параметрах колебаний элементов тоннеля и окру-
жающего грунта в натурных условиях при землетрясениях различ-
ной интенсивности. Такие данные используют в последующем при
проектировании подобных сооружений, а также для других целей-

Так, сопоставление синхронизированных по времени инстрУ'
ментальных записей колебаний различных участков по длине тон-
неля позволяет установить разность фаз этих колебаний, что ва#'
но для дифференцированного учета сейсмических движений У43'
стков тоннеля, выполненного, например, из монолитного бетона
или железобетона.

Кроме того, данные сейсмометрических наблюдений дают воз-
можность предупреждать катастрофические вторичные последствия
землетрясения посредством автоматического отключения источ-
ников питания контактного рельса или провода при задаваемых
пороговых уровнях колебаний. Например, в Японии для назем-
ных сооружений разработана специальная сигнальная система
«Alarm system», отключающая источники электропитания в нача-
ле сильного землетрясения. Система применяется на железнодо-
рожной линии Нью-Токайдо [38].

Основной задачей инженерно-сейсмометрической службы,
включающей в себя одну или несколько инженерно-сейсмомет-
рических станций на тоннельных сооружениях (ИССТ), является
накопление и обработка инструментальных записей о поведении
конструкций тоннелей и окружающего грунта во время землетря-
сений различной интенсивности и выдача информации научным
и проектным организациям. Эта информация может быть исполь-
зована для разработки методов прогнозирования возможного раз-
вития опасных сейсмических деформаций в тоннельных конст-
рукциях, уточнения аналитических моделей работы подземных
конструкций во время землетрясения, оценки влияния различных
грунтовых условий на работу тоннеля. При расчете и проектиро-
вании тоннелей учет этих данных необходим для выбора вариан-
тов сейсмостойких конструкций, оптимальных для данной глуби-
ны и протяженности тоннеля. Данные инженерно-сейсмометри-
ческих станций необходимы и для создания системы предупреж-
дения о приближении землетрясения.

Методика расшифровки сейсмограмм достаточно полно разра-
ботана в инженерной сейсмологии [15] и в настоящей работе не
рассматривается.

7.2.	Размещение пунктов измерений
и регистрации колебаний

Выбор места расположения сейсмометрических приборов за-
висит прежде всего от тех задач, которые должны быть решены с
^пользованием информации, получаемой с ИССТ, и от типа
транспортной выработки (горный тоннель, тоннель метрополитен
на, вертикальная выработка и др.). Все точки и пункты измерений
ИССТ подразделяют на опорные и основные.

Опорные пункты измерений располагают вне тоннеля с целью
регистрации приходящих неискаженных сейсмических волн. В этих
пунктах располагают пусковые устройства, назначение которых
включать всю систему сейсмометрических датчиков только в слу-
чае прихода сейсмических волн, вызванных землетрясением (сей-
смометрическая аппаратура не должна реагировать на колебания,
возникающие от движения поездов).

Основные пункты измерений ИССТ располагают по трассе тон-
неля и оборудуют сейсмоприемниками для измерения параметров
колебаний как элементов обделки, так и грунта, в котором распо-
ложен тоннель. Эти же пункты можно оборудовать приборами и
устройствами для длительного измерения напряженного состоя-
ния конструкций. Число основных пунктов зависит от длины тон-
неля, частоты изменения инженерно-геологических условий по
трассе тоннеля, изменения рельефа местности над тоннелем.

В общем случае для линии метрополитена основные пункты
измерений выбирают исходя из следующих соображений.

Обычно станция метрополитена (с примыкающими к ней уча-
стками перегонных тоннелей) имеет длину не менее 300 — 400 м и
ширину 20 — 25 м. Длина сейсмической волны в песчано-глини-
стом грунте, например, колеблется в пределах от 100 до 350 м в
зависимости от его плотности. Поэтому для уверенного выявле-
ния первых форм частот собственных колебаний элементов кон-
струкции станций и перегонных тоннелей вдоль трассы метропо-
литена необходимо расположить не менее четырех точек регист-
рации (рис. 7.1). Две точки регистрации должны быть установле-
ны по обоим концам платформенной части станции, вблизи вес-
тибюлей (желательно закрепить их на обделке станционного тон-
неля), а две другие точки — на обделке перегонных тоннелей в
местах примыкания их к конструкции станции. Кроме того, ДДЯ
полноты информации необходимо установить одну точку с внеш-
ней стороны на перекрытии станции. На станциях метрополитена
глубокого заложения целесообразно разместить дополнительно одну
или две точки регистрации на площадках перед эскалаторный
тоннелями.

При выборе конкретных станций метрополитена и участк°в
перегонных тоннелей для организации в них инженерно-сейс'
Рис. 7.1. Схема размещения измерительных пунктов на линиях метрополитена глу-
бокого (а) и мелкого (б) заложений:

П — перегонный тоннель; С — станционный тоннель; точки измерений- на грун-
те 1 — II, на обделке —1—9

Z//	///	9У/ У// /9/ /У/

мометрической службы необходимо исходить из принципа регис-
трации колебаний однотипных конструкций станций, находящихся
в различных инженерно-геологических условиях, а также разно-
типных конструкций станций, расположенных в одинаковых ин-
женерно-геологических условиях.

На горных транспортных тоннелях (рис. 7.2) необходимо иметь
основные измерительные пункты у порталов, два — три пункта по
его длине и один опорный пункт (его можно разместить в шахт-
ном стволе).

Каждый измерительный пункт для установки сейсмоприемни-
ков представляет собой горизонтальный бетонный постамент ра-
бочей площадью не менее 3 — 4 м2 жестко прикрепленный к об-
делке (в случае фиксации колебаний обделки) или заглубленный
на 50 — 100 см в грунт (в случае фиксации колебаний грунта).
Высота постамента для удобства работы 50 — 100 см от уровня
Фунта или лотка тоннеля. Для жесткого крепления сейсмоприем-
ников должны быть установлены анкерные приспособления. По-
Рис. 7.2. Схема размещения измерительных пунктов на горном транспор-
тном тоннеле:

1 — 4 — точки измерений на грунте; 5 — 7 — то же на обделке

стаменты располагают внутри тоннеля вдоль одной из его стен.
Постаменты на грунте вне тоннеля размешают ниже уровня про-
мерзания грунта. Измерительные пункты для определения коле-
баний грунта могут быть совмещены с камерами, используемыми
для других целей, в частности в железнодорожных тоннелях с ка-
мерами и нишами, устраиваемыми для укрытия людей, хранения
материалов и т.д.

Для регистрации сигналов, поступающих от сейсмодатчиков,
служит регистрационный комплекс ИССТ, в котором должны быть
помещения для регистрирной, пультовой, фотолаборатории, ак-
кумуляторной и зарядной, аппаратной и др. Помещения регист-
рационного комплекса могут быть расположены либо в специаль-
ном здании, либо в подвале или на первом этаже любого жилого
или промышленного здания [29].

Конструктивное оформление измерительных пунктов должно
обеспечивать надежное сочленение сейсмоприемников с обдел-
кой и грунтом, свободный доступ оператора для монтажа и налад-
ки сейсмоприемников, надежную защиту аппаратуры от вредных
воздействий (фильтрации воды, падения на аппаратуру кусков
породы, обделки и т.д.).
7.3.	Кинематические параметры
регистрации колебаний

Выбор кинематических параметров для регистрации колебаний
обделки и грунта при землетрясении в значительной степени пре-
допределяется теми целями, для которых будет использована сей-
смометрическая информация.

В первую очередь необходимо измерять акселерограммы коле-
баний элементов конструкции и окружающего грунта. Ординаты
акселерограмм можно непосредственно использовать при матема-
тическом моделировании работы тоннеля мелкого заложения при
колебаниях грунтовой среды.

Универсальность акселерограммы заключается в том, что при
ее однократном интегрировании с помощью ЭВМ можно полу-
чить велосиграмму — зависимость скорости смещения частиц грун-
та во времени, что позволяет характеризовать напряженное состо-
яние грунтовой среды от распространяющихся в ней сейсмичес-
ких волн. Далее, после двукратного численного интегрирования
акселерограммы можно получить сейсмограмму — график изме-
нения смещения частиц грунта во времени, который позволяет
судить о действующих на конструкцию нагрузках.

Однако при, казалось бы, универсальности акселерограмм ис-
пользование только информации акселерометров недостаточно.
Акселерометр, хотя и имеет небольшой период собственных коле-
баний (порядка 0,03 — 0,15 с), при измерении колебаний грунта с
близкими ему частотами (5 — 10 Гц) дает большие погрешности, и
поэтому сейсмограмма получается искаженной. Наиболее целесо-
образной является одновременная запись смещений и ускорений
интересующих точек конструкций тоннелей (а в необходимых слу-
чаях — еще и скоростей некоторых точек конструкции) и обяза-
тельно — запись смешений и ускорений грунта. Причем запись
этих кинематических параметров сейсмического движения, по
причине произвольной направленности сейсмического воздействия,
следует осуществлять по трем взаимно перпендикулярным направ-
лениям: вдоль и поперек оси тоннеля и по вертикали. В соответ-
ствии с этим на ИССТ должны быть установлены резноориенти-
Рованные сейсмографы и акселерографы.

Для установления динамического напряжения состояния тон-
неля целесообразно организовывать стационарные тензометричес-
кие наблюдения. С этой целью следует устанавливать на обделке в
местах расположения сейсмометрической аппаратуры, а также в
других характерных точках конструкции тоннеля, розетки датчи-
ков деформаций (напряжений). Организация тензометрических
наблюдений в общем комплексе измерений не представляет осо-
бых трудностей, поскольку тензометрические наблюдения за по-
ведением подземных сооружений, включая датчики и регистриру-
ющую аппаратуру, достаточно отработаны.

Основное требование, предъявляемое к сейсмометрической
аппаратуре, устанавливаемой в измерительных точках ИССТ, сле-
дующее: сейсмоаппаратура должна воспринимать и регистриро-
вать с малыми искажениями колебания грунта и определенных
точек конструкции, возбуждаемые землетрясениями силой от 3 до
9 баллов, работая в «ждущем» режиме. Потеря первого вступления
сейсмических волн, неизбежная при данном способе, не имеет
большого практического значения, поскольку наиболее опасные
колебания развиваются после прихода основной группы попереч-
ных волн. Кроме того, все кинематические параметры, регистри-
руемые на станциях ИССТ в тоннелях, должны охватывать диапа-
зон частот сейсмических колебаний от 0,2 до 50 Гц.

В настоящее время наиболее распространенным способом ре-
гистрации показаний сейсмодатчиков является гальванометричес-
кий, который отличается от других способов (например, от запи-
си на магнитную ленту) простотой, надежностью и наглядностью
показаний. Для регистрации данных, поступающих от большого
числа точек, наиболее целесообразно использовать многоканаль-
ную гальванометрическую запись.

На опорных точках наблюдений ИССТ, кроме гальванометри-
ческой регистрации кинематических параметров, необходимо ре-
гистрировать сейсмические воздействия с помощью механичес-
кой записи приведенных сейсмических ускорений, используя для
этого многомаятниковый сейсмометр типа АИС или ИГИС и сей-
смометры балльности СБМ [11].

На каждой ИССТ должна быть организована единая служба
времени, поскольку без точного сопоставления по времени ре-
зультатов обработки инженерно-сейсмометрической информации
невозможен ее объективный анализ.

Устанавливаемая аппаратура должна обеспечивать измерение
параметров колебаний при максимальной интенсивности земле-
трясения 8 — 9 баллов, хотя вероятность его проявления мала. А
для прогнозирования поведения элементов конструкции тоннеля
и решения научных и проектных задач интерес представляют дан-
ные, получаемые при слабых (3 — 4 балла) и средней силы (5 — 7 бал-
дов) землетрясениях, вероятность проявления которых значитель-
но больше. Поэтому нужно иметь два набора аппаратуры: аппара-
туру первой группы для регистрации колебаний интенсивностью
от 3 до 7 баллов, второй группы — для регистрации землетрясений
интенсивностью от 6 до 9 баллов.

Наиболее удобными датчиками (сейсмоприемниками, вибро-
датчиками) для установки в измерительных пунктах (как основ-
ных, так и опорных) являются преобразователи индукционного
типа, которые не требуют питания [11]. Приборы, предназначен-
ные для однокомпонентной записи, ставят попарно и ориентиру-
ют по двум (продольный и вертикальный) осям тоннеля. Мощ-
ность сигналов, вырабатываемых индукционными преобразовате-
лями, во многих случаях достаточна для непосредственного уси-
ления, измерения или регистрации.

7.4.	Инженерно-сейсмометрические
наблюдения в тоннелях

Впервые на транспортных тоннелях на территории бывшего
СССР под научным руководством и непосредственным участием
автора1’ инженерно-сейсмическая служба была организована на
Ташкентском метрополитене. Аппаратура инженерно-сейсмометри-
ческой станции № 1 размешена на односводчатой станции Хамза
и прилегающих к ней перегонных тоннелях (рис. 7.3), станции
№ 2 — на станции Пахтакор (колонного типа) и прилегающих к
ней выработках (рис. 7.4).

Все измерительные пункты размешены в пределах конструк-
ций метрополитена, за исключением опорных грунтовых точек
измерений, представляющих собой камеры размером 1,5x1 м, раз-
мещенные под поверхностью земли и закрываемые герметизиро-
ванными люками.
---- ----

1 Техническое задание на проектирование сейсмических станций в строящих-
ся транспортных тоннелях. Москва, ВНИИтранспортного строительства, 1974 г.

госрегистрации во ВНТИЦентр Б 375198
Рис, 7.3. Схема расположения сейсмоприемников 1 — 8 на ИССТ станции Хамза:

О — пункты измерений 1 — 7 на обделке; • — то же на грунте; ▲ — опорный
пункт 8, Р — помещение регистрирной

Опытная эксплуатация ИССТ, начавшаяся с 1980 г., позволила
получить записи во время сильного Назарбегского землетрясения
11.12.1980 г. (6 баллов) и его повторных толчков 30.12.1980 г. (4
балла) и 01.01.1981 г. (3 балла).

На станции Пахтакор (см> рис. 7.4) сейсмоприемники ОСП-2МГ
и С-5-С, сориентированные для регистрации продольных (по оси
тоннеля х) и поперечных (по оси у) составляющих ускорений и
смещений, располагаются в основном на концах рассматривае-
мых участков по разным сторонам антисейсмических швов.

После обработки методом спектрального анализа [2] записан-
ных в лаборатории инженерно-сейсмометрической службы ТаШ"
кентского метрополитена осцилограмм записей колебаний участ-
ков тоннеля были получены амплитудно-частотные спектры пр°'
дольных и поперечных смешений и продольных составляют11*
ускорений точек тоннеля (рис. 7.5).
Для тоннелей БАМ запроектирован инженерно-сейсмический
комплекс [8].

Предполагается оснастить сейсмометрическими приборами
Северо-Муйский, Байкальский и Мысовые тоннели. Появится
возможность изучить колебания как одно- так и двухпутных тон-
нелей, а также транспортно-дренажных штолен, расположенных в
сходных и в различных инженерно-геологических и сейсмологи-
ческих условиях, проследить изменение спектров реакций обде-
лок в зависимости от глубины заложения, крепости пород, а так-
же сопоставить динамические параметры бетонных и чугунных
обделок между собой.

На одном из Мысовых тоннелей имеется возможность срав-
нить динамические характеристики рядом установленных моно-
литной и сборной железобетонных обделок, что позволит непос-
редственно оценить их жесткость с учетом присоединенной мас-
сы грунта для сопоставления с расчетными данными деформатив-
ных характеристик этих обделок. Для записи измерений предназ-

7.4. Схема установки сейсмодатчиков 1 — 20 на ИССТ станции Пахтакор:

1-IV — участки, разделенные антисейсмическими швами; О — сейсмоприемники
Типа С-5-С; • — сейсмоприемники типа ОСП-2МГ
Рис. 7.5. Амплитудно-частотные спектры:

а — продольных смешений и точек 2 и 4 (кривые 2 и 4 соответствуют 6-балльному
землетрясению, 2' и 4' — 3-балльному); максимумы смешений относятся к часто-
там 0,3 и 0,7 Гц; б — поперечных смещений точек /, 3 и 8 (запись 11.12.1980 г Ь
в — продольных составляющих ускорений а в точке 10 (при землетрясение
11.12.1980 г. силой 7=6 баллов и при землетрясении 01.01.1981 г. силой 7=4 баЛ'
ла); кривые соответствуют разным участкам одной осциллограммы, максималь
ные ускорения отмечены при частотах 20 — 25 Гц
Рис. 7.6. Схема расположения измерительных пунктов ИП-5 —
ИИ- 7 ИССТ одного из Мысовых тоннелей:

1 — постаменты для сейсмодатчиков; 2 — коммуникации между
измерительными пунктами (на измерительном пункте ИП-7 —
установлены три прибора типа ВБП-3, и шесть приборов типа
ОСП-2М; на ИП-6 — по три прибора типов С-5-С, ВБП-3, ОСП-
2М; на ИП-5 — по шесть приборов типа ББП-3 и 0СП-2М)

Рис. 7.7. Конструктивное выполнение основного измерительного пункта:

1 — обделка тоннеля; 2 — тоннельная ниша; 3 — сейсмометрическая ниша; 4 —
перегородка с дверью; 5 — бетонный постамент на грунте; 6 — металлоконструк-
ция для установки сейсмоприемников, жестко прикрепленная к обделке

качена аппаратура, установленная на измерительных пунктах вбли-
зи одного из порталов Мысового тоннеля (рис. 7.6 и 7.7).

Введение в работу на тоннелях БАМа всего комплекса инже-
нерно-сейсмометрических станций позволит организовать систе-
му предупреждения при угрозе землетрясения, интенсивность ко-
торого превысит заранее задаваемый пороговый уровень колеба-
ний грунта.
Тлава £

ЛИКВИДАЦИЯ ПОСЛЕДСТВИЙ ЗЕМЛЕТРЯСЕНИЙ

8.1.	Обследование тоннелей после землетрясения

Ликвидация последствий землетрясений в строящихся транс-
портных тоннелях и сроки восстановления движения поездов в
значительной степени зависят от своевременного и качественного
обследования повреждений в тоннелях и плана мероприятий по
их восстановлению.

В нормативных документах пока отсутствуют конкретные и
четкие указания о порядке обследований, проведения восстанови-
тельных работ в подземных сооружениях после сильных и разру-
шительных землетрясений, поэтому в проектной документации
по строительству конкретных транспортных тоннелей в сейсми-
ческих районах нет указаний о тех работах, которые должны быть
проведены после сильных землетрясений, в зону которых попали
указанные подземные сооружения.

Большой опыт, накопленный после землетрясений 1966 г. в
Ташкенте, 1970 г. в Дагестане и 1976 г. в Газли, а также материалы
обследования наземных сооружений после землетрясений позво-
ляют обобщить некоторые вопросы методики обследования транс-
портных тоннелей.

Прежде всего следует отметить три особенности обследования
подземных сооружений по сравнению, например, с обследовани-
ем наземных.

Первая особенность состоит в том, что невозможно осуществ-
лять эту работу на широком фронте, поэтому число обследований
здесь ограничено.

Второй особенностью является то, что при наступлении земле-
трясения и появлении после него повреждений подземных соорУ'
жений вопрос о целесообразности или нецелесообразности вос-
становительных работ не стоит. Восстанавливать сооружение нужно
всегда, поскольку транспортный тоннель является звеном транс-
портной цепи. Сложность заключается лишь в выборе места вос-
становления. Необходимо решать, восстанавливать ли тоннель в
первоначальном виде, сооружать ли новый тоннель либо на его
месте образовать глубокую выемку с открытыми участками трас-
сы.

Третья особенность состоит в том, что во многих случаях про-
ведение обследований требует параллельной работы по предотв-
ращению от возможных обрушений подземных выработок при
последующих толчках после первого землетрясения. Необходимость
создания условий для безопасной работы самих обследователей
удлиняет сроки обследования.

Надо также отметить, что, поскольку объем подземного строи-
тельства в сейсмических районах непрерывно возрастает, в район
землетрясения могут попадать как эксплуатируемые транспорт-
ные тоннели, так и строящиеся.

Опыт эксплуатации тоннелей в сейсмических районах позво-
ляет сформулировать следующие основные правила организации
обследований.

При землетрясении силой 3 — 4 балла работы в подземных
выработках не прекращаются. Производится осмотр выработок
сменным персоналом, выявляются участки с пониженной устой-
чивостью пород, при необходимости на этих участках принимают
меры для создания безопасных условий.

При силе подземных толчков в 5 — 6 баллов работы прекраща-
ются. Производится тщательный осмотр выработок вне зависимо-
сти от устойчивости пород, в «Журнале осмотра горных вырабо-
ток» обязательно делают запись о состоянии кровли, стен и вре-
менного крепления, о проведении оборки незакрепленных участ-
ков. Осмотр выработок осуществляется сменным персоналом гор-
ных участков. Решение о проведении работ принимается комис-
сионно руководством строительной или эксплуатационной орга-
низации.

При землетрясении силой более 5 — 6 баллов все работы в
подземных выработках прекращаются. Возобновление основных
Работ разрешается только после комиссионного осмотра вырабо-
ток с участием главного инженера, геолога, инженера по технике
^опасности и лиц, осуществляющих технадзор на участке. Со-
ставляют акт осмотра с приложением перечня всех деформаций
временного и постоянного креплений всех подземных выработок.
После комиссионного осмотра состояния горных выработок дает-
ся разрешение на производство работ по созданию безопасных
условий на незакрепленных участках и участках, закрепленных
временной крепью.

При землетрясении силой 7 баллов и более должен вступать в
действие специально разработанный план, включающий в себя
организационные мероприятия и рекомендации по непосредствен-
ному обследованию, осуществляемому в несколько этапов.

Организационные мероприятия включают в себя вывод всех
работающих в подземных выработках на дневную поверхность под
руководством лиц технадзора строительной или эксплуатацион-
ной организации. Вызываются руководители строительной или
эксплуатационной службы, которые, убедившись в выводе всех
находившихся в тоннелях работающих, запрещают доступ людей
в подземные выработки. Создаются штаб для общего руководства
и соответствующие полномочные комиссии (горная, по транспор-
ту, материальным ресурсам) для обследования и ликвидации ущер-
ба, причиненного землетрясением. Комиссии в указанные шта-
бом сроки обязаны составить акты обследования с приложением
ведомостей ремонтно-восстановительных и аварийных работ. На
всех участках назначаются ответственные дежурные и устанавли-
ваются посты наблюдения в указанных штабом местах.

Обследование рекомендуется осуществлять в четыре этапа. На
первом этапе горная комиссия должна обследовать состояние
подъездных путей к подземным выработкам и, если выявлены
оползневые участки, разработать мероприятия по их укреплению
или ликвидации для предотвращения затопления, особенно вне-
запного, выработок, промплошадок, в случае перекрытия рек вбли-
зи подземного объекта. При обследовании применяют фотосъем-
ку или фототеодолитную съемку, делают зарисовки деформации
объекта. После выполнения работ первого этапа комиссия состав-
ляет акт обследования, после утверждения которого штабом дает-
ся разрешение на работу по созданию безопасных условий и ДРУ'
гих ремонтно-восстановительных и аварийных работ на шахтной
поверхности. Допуск к работам оформляется приказом, проводится
специальный инструктаж рабочих.
Перед вторым этапом работы (обследованием подземных вы-
работок) составляют план, в котором должна предусматриваться
определенная последовательность осмотра эксплуатационных вы-
работок. Для строящихся выработок эта последовательность опре-
деляется с учетом инженерно-геологических условий проходки,
типа временной и постоянной крепи, а также прогноза по сейс-
моопасности (ожидаемым повторным подземным толчкам силой
более 6 — 7 баллов).

Подземные выработки могут быть обследованы в такой очеред-
ности:

подходы к выработкам, наиболее безопасные в отношении воз-
можности возникновения обрушений породы;

выработки малого сечения (штольни) и выработки большого
сечения (тоннели, камеры), закрепленные постоянной обделкой;

устойчивые участки выработок, закрепленные временной кре-
пью;

неустойчивые участки выработок, закрепленные временной
крепью;

выработки, пройденные без крепления.

На втором этапе работы горная комиссия должна обследовать
состояние постоянной и временной крепи, деформацию пород,
определить степень повреждения коммуникаций и горнопроход-
ческого оборудования. После окончания обследований комиссия
составляет акт с приложением дефектных ведомостей, определя-
ется общее состояние выработок и дается разрешение на аварий-
но-восстановительные работы с предварительным проведением
работ по созданию безопасных условий в выработках. После ут-
верждения штабом акта допуск к работам оформляется приказом,
в нем указывают очередность обследования выработок, в которых
создаются безопасные условия и определяют порядок этих работ.

Так, при создании безопасных условий в выработках, закреп-
ленных анкерной крепью с предохранительной металлической
сеткой, может быть рекомендован следующий примерный поря-
лок работ:

инструктаж рабочих с указанием пунктов эвакуации;

обеспечение рабочих аккумуляторными лампами (не менее од-
н°й лампы на каждое рабочее место);

выпуск отслоившейся породы из-за сетки;

оборка свода;
ремонт сетки с обязательным ее креплением на нижние рядЬ1
анкеров;

оборка стен;

осмотр всех анкеров с подтягиванием гаек для обеспечения
натяжения не менее 20 кН;

установка новых анкеров взамен анкеров, опорные шайбы ко-
торых не могут быть поджаты вплотную к породе;

установка дополнительных анкеров и подвеска сетки в местах
возможного отслоения крупных блоков породы (по указанию гео-
логической службы);

испытание несущей способности анкерной крепи (контролю
подлежат не менее 20 % всех установленных металлических анке-
ров).

Работы по созданию безопасных условий в выработках должны
проводиться под непосредственным наблюдением лиц из технад-
зора. В горный журнал следует записывать все выполненные ра-
боты с указанием наименования выработок, пикетов свода и стен
в нем, указывать все выработки, через которые в связи с опасны-
ми условиями запрещается проход людей (в этих выработках уста-
навливают соответствующие запрещающие знаки). Эти работы
запрещается вести в период продолжающегося землетрясения (даже
слабого, силой менее 7 баллов).

Первые этапы обследований, таким образом, преследуют чисто
практические производственные цели — определить характер, ве-
личину и размеры разрушений и нарушений, наметить необходи-
мый перечень и порядок мероприятий (работы по созданию безо-
пасных условий, ремонтно-восстановительные работы).

Одновременно такие виды обследований дают в первом при-
ближении достоверный материал о характере и размерах разруше-
ний. Следует, однако, подчеркнуть, что, как правило, эти матери-
алы носят частично субъективный характер, ибо многие данные
(размеры вывалов, площади разрушений и т.д.) получают путем
визуальных осмотров.

Позже, по мере выполнения ремонтно-восстановительных ра-
бот, проводят специальные обследования с инструментальными
измерениями элементов и размеров разрушений. К таким работам
относятся наблюдение трещин, их зарисовка и фотографирова-
ние, замер ширины, глубины, длины и ориентировки трешин,
вывалы, сколы, смешения пород, деформация отдельных скаль-
ных блоков, раскрытие трешин, нарушение временного крепле-
ция (например, выпадание анкеров, уменьшение их несущей спо-
собности).

На третьем этапе обследования выработок после сильного зем-
летрясения маркшейдерской службой производятся контрольные
геодезические работы. Приступают к этому этапу только после
выполнения работ по созданию безопасных условий в выработ-
ках. Если на первых двух этапах применяют в основном визуаль-
ный метод обследования с выполнением зарисовок и фотосъемки
характерных мест нарушения, то на третьем этапе основным явля-
ется инструментальный метод. Цель третьего этапа — определить
смешение триангуляционных пунктов на дневной поверхности и
полигонометрических знаков в подземных выработках, произвес-
ти съемку для определения величины деформации постоянной и
временной крепи выработок и уточнить объемы вывалов, обруше-
ний, оползней породы, вызванных землетрясением.

Первые три этапа обследования выполняются силами строите-
лей, а для полного обследования района строительства на четвер-
том этапе необходимо провести аэрофотосъемку, для чего привле-
кается соответствующая организация управления по геодезии и
картографии.

8.2.	Ремонтные и восстановительные работы

Отечественной практикой накоплен большой опыт восстанов-
ления тоннелей, причиной разрушения которых могут быть несо-
ответствие методов производства работ и принятых конструкций
геологическим условиям, несоответствие нагрузкам; а также дру-
гие причины. Этот опыт в полной мере может быть использован и
при ликвидации последствий разрушений и повреждений в тон-
нелях после землетрясений. Особенности восстановления тонне-
лей в этом случае заключаются в том, что ремонтные и восстано-
вительные работы осуществляются одновременно на всех элемен-
тах трассы железной или автомобильной дороги или метрополи-
тена, поэтому сроки восстановления разнотипных искусственных
сооружений должны быть согласованы.

Если тоннель является наиболее удобным путем подвоза стро-
ительных материалов, рабочей силы и техники для восстановле-
ния жилых, гражданских и промышленных сооружений в горной
местности, то от того, как быстро будет восстановлено по нему
движение, зависят сроки восстановления всех указанных соору.
жений. И, наоборот, если сроки восстановительных работ по всем
остальным объектам могут быть приняты вне связи со сроками
восстановления тоннеля, то схема восстановления последнего мо-
жет быть другой. Иными словами, в первом случае восстановле-
ние тоннеля, его ремонт следует производить по облегченным тех-
ническим условиям с уменьшенным объемом первоочередных вос-
становительных работ, во втором можно сразу вести капитальное
восстановление.

Однако принятие облегченных антисейсмических требований
при восстановлении железнодорожных или автодорожных магис-
тралей приемлемо только при возможности осуществления ме-
роприятий по быстрому восстановлению поврежденных участков.
Поэтому вблизи каждого транспортного тоннеля должны быть
склады с запасом строительных материалов и элементов времен-
ного крепления, должен быть составлен, утвержден и доведен до
всех заинтересованных организаций оперативный план восстано-
вительных работ.

В практике восстановления разрушенных землетрясением тон-
нелей могут быть применены следующие основные технические
решения: укрепление откосов припортальных выемок и припор-
тальных подпорных стен инъектированием, набрызгбетоном, ан-
керной крепью; расчистка завалов у порталов с увеличением дли-
ны предпортальной выемки; замена разрушенного тоннельного
участка открытой линией путем раскрытия разрушенного участка
в выемку (этот способ возможен только при неглубоком заложе-
нии); восстановление движения в двухпутном тоннеле по одному
пути под покрытием инвентарных рам и др.

Некоторые примеры выполнения восстановительных работ как
в строящихся, так и в эксплуатируемых транспортных тоннелях
были представлены в гл. 1. Подробнее вопросы восстановления и
технологии ремонтных работ рассмотрены в работе [39]; эти pej
шения могут быть использованы и при ликвидации последствий
землетрясений в тоннелях.
ПРИЛОЖЕНИЕ

РУКОВОДСТВО ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ
В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ

Авторы: И.Я. Дорман (руководитель авторского коллектива);
А.А. Абдирашидов; Ш.М. Айталиев; А.В. Алексеев; С.В. Анциферов;
Н.С. Булычев; А.Н. Козлов; А.В. Кузьмин; Ю.И. Климов; А.А. Лянда;
Ж. К. Масанов; М.Н. Степанян; А. С. Саммалъ; В.В. Свитин;
В.В. Севастьянов; Н.Н. Фотиева

1.	Общие положения

1.1.	Настоящее Руководство разработано в развитие глав Стро-
ительных норм и правил по проектированию железнодорожных и
автодорожных тоннелей, по проектированию метрополитенов и
сейсмостойкому строительству.

1.2.	Руководство устанавливает и регламентирует специальные
требования к материалам изысканий, трассированию, объемно-
планировочным и конструктивным решениям, расчету и прави-
лам эксплуатации, в комплексе обеспечивающих сейсмостойкость
несущих конструкций (обделок) горных тоннелей и тоннелей мет-
рополитена, проектируемых в районах сейсмичностью 6 баллов и
более.

1.3.	Под сейсмостойкостью несущих конструкций понимается
сохранение работоспособности тоннеля как элемента транспорт-
ной системы при землетрясении расчетной балльности и ремон-
топригодности при землетрясении балльности, больше расчетной.

1.4.	Проекты тоннельных сооружений следует разрабатывать
исходя из расчетной сейсмостойкости тоннельных конструкций,
устанавливаемой по табл. 1.1 в зависимости от сейсмичности рай-
она и площадки строительства.

1.5.	Сейсмичность района или пункта строительства следует
определять по указаниям главы СНиП по строительству в сейсми-
ческих районах.

1.6.	Уточнение сейсмичности площадки строительства в зави-
симости от местных инженерно-геологических условий проводит-
ся на основании карт сейсмического микрорайонирования. Ре-
зультаты сейсмического микрорайонирования должны являться
составной частью исходных данных для проектирования.

Примечание. Понятие «площадка строительства» означает: для припортальных
Участков — местоположение порталов, для тоннеля — грунтовый (породный) массив
По трассе тоннельного перехода.
Таблица 1.1.

Наименование тоннельных сооружений	Расчетная сейсмостойкость тоннельных конст- рукций (обделок) при уточненной сейсмичности площадки строительства, баллы			
	6	7	8	9
1. Горные транспортные тоннели дли- ной 500 м и более:  станционные, эскалаторные и пере- гонные тоннели метрополитена, со- вмещенные тягово-понизительные подстанции метрополитена	Т	8	9	9“
2. Горные транспортные тоннели дли- ной до 500 м: пешеходные тоннели постоянные сооружения метрополи- тена, кроме указанных в п. 1 припортальные подпорные стены	—	7	8	9
3. Объекты горных тоннелей вне трас- сы, разрушение которых не отразит- ся на целостности сооружений (пп. 1 и 2 данной таблицы)	—	—	7	8
				

Сейсмостойкость обеспечивается конструктивными антисейсмическими ме-
роприятиями.

** При проектировании обязательно привлечение специализированной научно-
исследовательской организации.

1.7.	Для сейсмического микрорайонирования заглубленных уча-
стков тоннельного перехода в инженерно-геологической характе-
ристике грунтов по трассе тоннеля, определяемой в процессе изыс-
каний, дополнительно к требованиям действующих инструкций
по инженерно-геологическим изысканиям должны быть отраже-
ны следующие данные:

а) мощность напластований грунтов, окружающих тоннель, и
коренных грунтов, а также их сейсмическая жесткость (произве-
дение скорости распространения сейсмических волн на плотность);
. б) статистические характеристики параметров колебаний мас-
сива (скорость распространения сейсмических волн, преобладаю-
щий период, ожидаемая амплитуда);

в)	наличие и характеристика тектонических нарушений в рай-
оне строительства (протяженность, структура и др.);
г)	активность и направленность тектонических движений (вяз-
кий или хрупкий разрыв сдвигового типа, оползневый разрыв и
т.п.);

д)	крутизна и устойчивость склонов, косогоров и возможность
возникновения в них оползневых явлений.

1.8.	Регламент проведения сейсмического микрорайонирова-
ния по трассе тоннеля или по линии метрополитена определяется
в соответствии с Инструкцией по сейсмомикрорайонированию и
Рекомендациями по сейсмическому микрорайонированию трасс
транспортных тоннелей и метрополитенов, изложенными в при-
ложении 1 данного Руководства.

1.9.	При проектировании линии метрополитена или протяжен-
ных (более 500 м) транспортных тоннелей, расположенных в рай-
онах сейсмичностью более 9 баллов, следует разрабатывать допол-
нительные антисейсмические мероприятия, привлекая, как пра-
вило, специализированные научно-исследовательские и проект-
но-изыскательские организации.

1.10.	В составе проектной документации на строительство мет-
рополитенов и протяженных (более 500 м) горных тоннелей, рас-
положенных в районах сейсмичностью 8 баллов и более, должен
быть раздел по устройству инженерно-сейсмометрической стан-
ции для осуществления мониторинга во время эксплуатации.

2.	Трассирование, объемно-планировочные
и конструктивные решения

2.1.	При проектировании метрополитена или горного тоннеля
обязательным условием надежности работы тоннельных конструк-
ций является комплексный учет особенностей трассирования,
объемно-планировочных, конструктивных и технологических ме-
роприятий, позволяющий наряду с расчетом создать надежные и
экономичные сейсмостойкие конструкции.

2.2.	При выборе трассы тоннельного перехода следует отдавать
предпочтение вариантам, предусматривающим заложение тонне-
лей в однородных по сейсмической жесткости грунтах, избегать
Участков повышенной трещиноватости, с резким изменением то-
пографии над тоннелем, зон тектонических разломов, часто при-
уроченных к перевальным седловинам, а также склонов, особенно
сложенных слабыми и несцементированными грунтами.
2.3.	Станции метрополитена должны располагаться вне зон тек-
тонических трещин и их основанием, как правило, должны быть
однородные грунты на всем протяжении.

2.4.	При прочих равных условиях предпочтение следует отда-
вать более заглубленным вариантам трасс.

2.5.	Пересечение тоннелями действующих региональных тек-
тонических дислокаций (разломов) следует осуществлять, как пра-
вило, вкрест их простиранию с применением специальных конст-
руктивных решений, учитывая при этом влияние оперяющих раз-
ломов.

2.6.	Необходимо стремиться к выбору трассы в профиле на бо-
лее благоприятном основании, к которому относятся скальные
породы и плотные маловлажные крупноблочные грунты.

К неблагоприятным грунтам относят глинистые и песчаные
насыщенные водой грунты, грунты просадочные и текучие. При
оценке оснований следует учитывать прочность и плотность сла-
бых грунтов, характер залегания пластов, уровень грунтовых вод.

2.7.	С целью снижения балльности площадки строительства при
соответствующем технико-экономическом обосновании допуска-
ется включение в проект технологических мероприятий по укреп-
лению слабого участка, доведению его жесткостных свойств до
грунта остальных участков или отделению слабого участка дефор-
мационными швами.

2.8.	В сейсмически активных районах при сейсмичности пло-
щадки строительства 7 и более баллов обязательно применение
обделки, а при сейсмичности 8 и более баллов — замкнутой об-
делки. Конструкция обделки должна выбираться в соответствии с
инженерно-геологическими условиями местности и обосновывать-
ся расчетом.

2.9.	При расчетной сейсмостойкости тоннеля 7 баллов в каче-
стве постоянной обделки в скальных грунтах допускается приме-
нение набрызгбетона в сочетании с анкерами. Конструкция анке-
ров должна обеспечивать их сцепление с грунтом по всей длине и
иметь равную долговечность с бетоном обделки. При расчетной
сейсмостойкости 8 баллов требуется обоснование применения дан-
ного вида обделки.

2.10.	При конструировании обделок следует руководствоваться
следующими принципами сейсмостойкости:

-	равномерное по сечению распределение масс и жесткостей,
для перегонных тоннелей метрополитена этому принципу наН'
202
лучшим образом удовлетворяют круговые обделки при закрытом
и цельносекционные при открытом способе работ, для станцион-
ных тоннелей — односводчатые конструкции, для горных тонне-
лей — круговые либо подковообразные обделки с обратным сво-
дом;

-	снижение сейсмических нагрузок на обделку; в этих целях
рекомендуется для горных тоннелей в скальных грунтах проекти-
ровать двуслойные обделки, в которых наружный слой от основ-
ного несущего внутреннего отделяется гидроизоляционным слоем
низкомодульного материала, устраняющим передачу касательных
и нормальных растягивающих сейсмических напряжений на внут-
ренний несущий слой обделки. При слабых грунтах, особенно для
станций метрополитена, целесообразно увеличивать жесткость
грунтов основания путем закрепления их (инъекция, уплотнение,
анкеровка и др.) на глубину, равную поперечному размеру стан-
ции;

-	поглощение деформаций вдоль оси тоннеля; этот принцип
предусматривает поглощение продольных деформаций тоннель-
ной трубы при колебаниях, вызываемых землетрясением, специ-
альными антисейсмическими деформационными швами, обеспе-
чивающими неразрушимость тоннеля в целом;

такие швы должны устраиваться в монолитных бетонных или
железобетонных обделках.

2.11.	Расстояние между деформационными антисейсмически-
ми швами /, м, определяется по формуле

! _ ас.т0

4лА

(2.1)

где С, — скорость продольных сейсмических волн в грунте, м/с
(приложение 2);

То — преобладающий период сейсмических колебаний масси-
Ва, определяемый в процессе изысканий, с;

А — возможная максимальная амплитуда колебаний массива,
Ч определяемая в процессе изысканий или для предварительных
Расчетов по графику (рис. 2.1);

& — допускаемое конструкцией шва продольное смещение смеж-
ных участков тоннеля относительно друг друга, см.
Примечания.

1.	При отсутствии количественных характеристик расстояние между антисей-
смическими швами в слабых грунтах следует принимать равным 20 м, в скальпы*
- 30 м.

2.	Максимальные расстояния между антисейсмическими швами не должны
превышать 40 м для бетонных монолитных обделок, при этом следует совмещать
антисейсмический шов с деформационно-осадочным.

2.12.	Конструкция антисейсмического деформационного шва
должна допускать взаимные продольные смешения смежных уча-
стков обделки при деформациях без силового воздействия эле-
ментов обделки друг на друга. В случае необходимости следует

Рис, 2.1. Соотношение амплитуд смеще-
ний А и периодов То при колебаниях грун-
та , вызванных землетрясениями интен-
сивностью 6—9 баллов

предусматривать мероприятия
по гидроизоляции или осуше-
нию обделки тоннеля.

2.13.	В местах пересечения
тоннелем границ тектонических
зон следует устраивать дополни-
тельные антисейсмические швы.

2.14.	В местах примыкания к
тоннелю камер и других подзем-
ных выработок (дренажные и
вентиляционные штольни и пр.)
между этими сооружениями и
тоннелем должны предусматри-
ваться антисейсмические швы,
которые могут быть совмещены
с деформационно-осадочными

швами.

2.15.	Участки тоннеля в зоне
тектонических трещин, приле-
гающие к антисейсмическим
(деформационным) швам, сле-
дует усиливать дополнительным
конструктивным армированием.
Общую длину участков усиления
обделки ориентировочно опр^'
деляют на основе анализа ДаН'
ных инженерно-геологически*'
гидрогеологических и сейсм0^
тектонических изыскании
уточняют дополнительно и
риод строительства.
2.16.	В железобетонных конструкциях в качестве рабочей (рас-
четной) арматуры следует применять стержневую арматуру из ста-
ли класса Ас-П марки 10ГТ диаметром 10-32 мм по ГОСТ 5781-75.
Допускается применение арматурной стали класса А-Ш марки
25Г2С диаметром 6-40 мм по ГОСТ 5781-75. В качестве нерасчет-
ной арматуры разрешается применять сталь A-I и А-П по ГОСТ
5781-75 и ГОСТ 380-7Г марок ВСтЗсп2, ВСтЗсп2, ВСтЗГпс2,
ВСт5сп2 и ВСт5пс2.

Марки сталей для закладных элементов железобетонных кон-
струкций следует принимать по нормам проектирования железо-
бетонных конструкций.

2.17.	Поперечное сечение обделок на прилегающих с обеих сто-
рон к тектоническим трещинам участках следует увеличивать в
среднем на 10 %. Длина таких участков должна быть в пределах
пяти наибольших поперечных размеров выработки.

Предварительное количество участков назначают по данным
инженерно-геологических изысканий и уточняют по их факти-
ческому местоположению в процессе проходки опережающих раз-
ведочных штолен, скважин и т.п.

2.18.	При устройстве бетонных или железобетонных обделок
без обратного свода следует обеспечить конструктивную заделку
нижней части стен.

2.19.	В районах сейсмичностью 8 и 9 баллов на припортальных
участках тоннелей, где налегающая толща грунта менее трех наи-
больших размеров поперечного сечения выработки, следует при-
менять железобетонные обделки. В особо сложных инженерно-
геологических и гидрогеологических условиях при соответствую-
щем обосновании допускается применение обделок из чугуна.

2.20.	Элементы сборных обделок необходимо соединять между
собой связями растяжения в плоскости поперечного сечения тон-
неля (армирование стыков, сварка закладных частей в радиальных
стыках железобетонной блочной обделки, установка болтовых,
скобовых соединений).

2.21.	Целесообразно антисейсмические деформационные швы
совмещать с температурно-осадочными. Если же в результате рас-
чета окажется, что расстояние между антисейсмическими дефор-
мационными швами должно быть меньше, чем между темпера-
турно-осадочными, необходимо устраивать дополнительные ан-
тисейсмические деформационные швы.
2.22.	Внутренние элементы конструкции метрополитена, на-
пример на станциях, следует проектировать с учетом упругих де-
формаций несущих элементов. В этом случае будет обеспечена
работоспособность внутренних конструкций даже в условиях силь-
ных землетрясений. Рекомендуется гибкая подвеска лестниц, пе-
ресадочных мостов над путями и пр.

2.23.	В случае сложного взаимного пересечения подземных вы-
работок ответственного назначения, когда по условиям эксплуа-
тации требуется не допустить смещения одной выработки относи-
тельно другой во время землетрясения, необходимо проектиро-
вать усиленное жесткое сочленение конструкций.

2.24.	Порталы тоннелей в сейсмических районах в зависимости
от крутизны откосов, трещиноватости, крепости и устойчивости
грунтов склона горного массива, а также состояния подходов к
тоннелю рекомендуется проектировать либо врезными, либо на-
клонными с лобовой подпорной стеной, или выносными с искус-
ственной засыпкой для уполаживания лобового откоса в случае
неустойчивости склонов.

2.25.	Порталы тоннелей необходимо проектировать, как прави-
ло, железобетонными. Допускается применение бетонных порта-
лов на площадках сейсмичностью не более 7 баллов при устойчи-
вых скальных грунтах. Лобовые подпорные стены следует конст-
руировать из железобетона с устройством ограждающего парапе-
та, возвышающегося над поверхностью откоса не менее чем на 1 м.

2.26.	Припортальные подпорные стены могут выполняться как
из железобетона, так и из бетона.

2.27.	Припортальные подпорные стены следует разделять по
длине сквозными вертикальными швами (включая фундамент) на
секции размером не более 15 м, а в районах сейсмичностью 8 и 9
баллов — до 10 м.

Швы располагать так, чтобы подошва каждой секции опира-
лась на однородный (по степени сжимаемости) грунт.

2.28.	При расчете порталов и припортальных подпорных стен
на устойчивость против опрокидывания с учетом сейсмического
воздействия коэффициент условий работы принимают для сече-
ний: а) бетонных конструкций — 0,75; б) по подошве фундамен-
тов мелкого заложения для грунтов связных с коэффициентом кон-
систенции В s 0,25 - 0,75; 0,25 < В s 0,50 - 0,55; В > 0,50 - 0,40;
скальных — 0,75, несвязных с разной степенью влажности — 0,55,
несвязных средней плотности — 0,40.
2.29.	В районах сейсмичностью 9 баллов для предотвращения
неблагоприятного влияния податливости основания на сейсмос-
тойкость припортальной подпорной стенки нужно фундамент стен-
ки доводить до скального или полускального грунта или искусст-
венно уплотнять основание.

2.30.	Внутренней грани припортальной стены следует прида-
вать наклон в сторону откоса выемки.

2.31.	Тип нижнего строения пути должен быть один и тот же
как в тоннеле, так и за пределом его портала на расстоянии не
менее 10 м.

3.	Расчет конструкций на сейсмические воздействия

3.1.	Расчет тоннельных обделок на сейсмические воздействия
следует проводить по первой группе предельных состояний.

3.2.	Расчеты проводятся на основные сочетания нагрузок; осо-
бые сочетания нагрузок, состоящих из постоянных, длительных,
возможных кратковременных и одной из особых (кроме сейсми-
ческих) нагрузок; особое сочетание нагрузок из постоянных, дли-
тельных нагрузок и сейсмического воздействия.

3.3.	Рассчитывать конструкции тоннелей на сейсмические воз-
действия следует с учетом свойств окружающих обделку грунтов
(в том числе упругой анизотропии) и конструкции обделки мето-
дами механики сплошной среды или строительной механики.

3.4.	Порядок расчетов с учетом сейсмических воздействий сле-
дующий:

уточняют на основе данных сейсмомикрорайонирования сейс-
мичность площадки строительства тоннеля;

уточняют расчетную сейсмостойкость конструкции тоннеля
согласно табл. 1.1;

разбивают тоннель на участки в зависимости от инженерно-
геологических и гидрогеологических условий, расстояния до днев-
ной поверхности земли и типов применяемой обделки для каждо-
го из участков;

выбирают методику расчета каждого участка на сейсмическое
воздействие в соответствии с указаниями настоящего раздела;

определяют расчетные усилия в элементах обделки, портале от
статических и сейсмических воздействий;
проверяют несущую способность (прочность) конструкций об-
делки по максимальным усилиям, определяемым в результате срав-
нения расчетов, выполненных согласно п. 3.2.

3.5.	Обделки тоннелей глубокого заложения (заложение шелы-
ги свода не менее трех максимальных поперечных размеров выра-
ботки) рассчитывают на действие сейсмических волн сжатия-рас-
тяжения и сдвига с учетом всех возможных направлений их дей-
ствия в плоскости поперечного сечения тоннеля методами меха-
ники сплошных сред.

3.6.	Расчет шарнирных обделок участков тоннелей глубокого
заложения допускается производить на действие контактных на-
пряжений, определяемых методами механики сплошных сред как
для монолитных обделок, а последующее определение расчетных
усилий — методами строительной механики с учетом шарниров и
т.п.

3.7.	В случае, если расчет обделок на статические усилия ведет-
ся методами строительной механики, нагрузку от сейсмического
воздействия определяют методами механики сплошных сред и сум-
мируют ее со статической нагрузкой.

В случае, если расчет обделок на статические нагрузки ведется
методами механики сплошных сред, напряженное состояние от
статических и от сейсмических воздействий определяют отдельно
и суммируют их.

3.8.	Расчет обделок участков тоннелей мелкого заложения или
сооружаемых открытым способом проводится на действие инер-
ционных сил от масс грунта и собственного веса конструкций при
вертикальном и горизонтальном направлениях сейсмического воз-
действия.

3.9.	Расчет портальных подпорных стен проводят на действие
горизонтальной составляющей инерционных сил от массы грунта
и собственного веса конструкций.

3.10.	При расчете тоннелей на особое сочетание с учетом сейс-
мических воздействий коэффициент сочетания принимается
равным 1.

3.11.	Расчетные значения инерционных нагрузок от собствен'
ного веса конструкций и от массы грунта следует определять ь
соответствии с главой СНиП по строительству в сейсмических
районах.
3.12.	Интенсивность горизонтального инерционного давления
грунта на припортальные подпорные стены допускается опреде-
лять по формулам

Р (у) = 2ку'у	при 0 s у s 0,5 Н;

Рс (у) = 2ксу \Н - у) при 0,5 s у s И,

где кс — коэффициент сейсмичности, равный 0,025, 0,05 и 0,1 при
расчетной сейсмичности 7, 8 и 9 баллов соответственно (см. п.
3.13);

у' — расчетное значение объемной массы грунта засыпки, т/м3;

И— толщина расчетного слоя грунта, принимаемая равной рас-
стоянию от подошвы фундамента подпорной стены до расчетной
поверхности грунта;

у — расстояние от верха подпорной стенки.

3.13.	При расчете тоннелей на действия сейсмических волн
сжатия-растяжения и сдвига сейсмические нормальные (ag и og)
и касательные (xg.) напряжения, возникающие в изотропном мас-
сиве на бесконечности по произвольным взаимно-перпендикуляр-
ным направлениям х'и у\ следует определять по формулам (рис.
3.1 и 3.2):

о<;> = ±-L^1Yc,r0;

xg. =±ЛЛГ17ОД,
2л

где А — коэффициент, соответствующий баллу землетрясения,
определяемый по п. 2.5. СНиП П-7-81;

Kt — коэффициент, учитывающий получаемые повреждения

по табл. 3 СНиП П-7-81;

у — объемный вес грунта, тс/м3;

С, — скорость распространения продольных (сжатия-растяже-
ния) волн, м/с;

С2 — скорость распространения поперечных (сдвига) волн, м/с;

Го — преобладающий период колебаний частиц породы, с;

v0 — коэффициент Пуассона грунта.

Примечания.

1.	Для предварительных расчетов в случае отсутствия данных о характеристи-
ках грунтов рекомендуется использовать данные таблицы приложения 2.

2.	Произведение АКХ для тоннельных сооружений численно равно коэффици-
енту сейсмичности кс по ранее действовавшим нормам проектирования в сейсми-
ческих районах 1969 г., а именно — 0,025; 0,05 и 0,1 для 7, 8 и 9 балльных
районов, соответственно. В связи с этим в расчетах, в том числе в приложениях,
используются как произведение АКГ так и коэффициент сейсмичности кс.

3.	При расположении тоннеля глубокого заложения в однородных по сейсми-
ческой жесткости грунтах возможно уменьшение коэффициента сейсмичности до
0,5 кс при глубине заложения тоннеля в 100 м и более.

3.14.	При расчете тоннелей в анизотропной (трансверсально-
изотропной, транстропной) толще грунтов на действие сейсми-
ческих волн растяжения-сжатия и сдвига в отличие от изотропных
грунтов сейсмические напряжения о', т-, возникающие в масси-
ве на «бесконечности», следует определять по формулам в зависи-
мости от направления распространения волн относительно плос-
кости изотропии массива. При распространении сейсмических волн
в направлении QXx (рис. 3.3):

Т

® л| max = ~	Т^Мэтах	>

ZJt

^jmax =	max >

max

х| max ’

т

с	== V (4е	+	V

jqq max ,vjqq max —	> c S

(3.2)

л| у max



= 0.

При распространении сейсмических волн в направлении 0У (рис.
3.4):

^j’max э	° х max	у max’

zn

С	Л С С , С	Л с с .

^<тах — ^;^ута\> ^х;тах “ .xz^ymax’

<гтм = ±^kcVsv- <утах = ±^kcVSH.

Ztc	Ztc
Рис, 3,4, Расчетная схема
здесь И — скорость распространения продольных (сжатия-растя-
жения) волн, м/с, определяется по приложению 3;

Ум— скорости распространения поперечных (сдвига) волн,
поляризованных соответственно параллельно и перпендикулярно
плоскости изотропии транстропного массива, определяются по
приложению 3;

^тах — безразмерный коэффициент, величина которого в зави-
симости от различия скоростей распространения продольной вол-
ны в разных направлениях в транстропном массиве равняется 1,1
- 1,2;

Хсу, Xе,,, Х.сх|1| и Xех, А5., Хсх. — коэффициенты сейсмического бо-
кового давления, определяются по приложению 4.

3.15.	При расчете на прочность элементов конструкций и осно-
ваний тоннелей помимо коэффициентов условий работы, прини-
маемых для конструкций, эксплуатируемых в несейсмоопасных
районах, ввиду кратковременности действия сейсмической нагрузки
и в зависимости от материала конструкций и соединений и типа
оснований, вводится дополнительный коэффициент условий ра-
боты /икр, определяемый в соответствии с главой СНиП по строи-
тельству в сейсмических районах.

3.16.	Рассчитывают:

замкнутые монолитные обделки произвольного очертания тон-
нелей глубокого заложения по методике, изложенной в приложе-
нии 5;

многослойные обделки тоннелей кругового очертания по мето-
дике, изложенной в приложении 6;

замкнутые монолитные обделки кругового очертания тоннелей
глубокого заложения с учетом упругой анизотропии окружающих
грунтов по методике, изложенной в приложении 7;

обделки тоннелей произвольного поперечного сечения с уче-
том укрепительной цементации пород по методике, изложенной в
приложении 8;

многослойные обделки комплекса параллельных круговых тон-
нелей по методике, изложенной в приложении 9;

анкерную крепь на сейсмические воздействия по методике,
Изложенной в приложении 10;
набрызгбетонную обделку на сейсмические воздействия по ме-
тодике, изложенной в приложении 11;

тоннели мелкого заложения (глубина заложения менее трех
наибольших поперечных размеров обделок), сооружаемых как зак-
рытым, так и открытым способом работ, по методике, изложен-
ной в приложении 12;

тоннели, расположенные в слабых малосвязных и слабых водо-
насыщенных грунтах (категорий VIII — X по табл, приложения 2)
а также в несвязных грунтах других категорий, как в зонах текто-
нических разломов, так и на припортальных участках, с учетом
отраженных волн от поверхности земли по методике, изложенной
в приложении 13.

3.17.	Расчет целиков и оптимизация компоновки параллельных
тоннелей в сейсмических районах осуществляется по методике,
изложенной в приложении 14.

3.18.	Расчет шарнирных и разомкнутых обделок тоннелей глу-
бокого заложения осуществляется по методике приложения 15.

3.19.	Расчеты по методикам, перечисленным в пп. 3.16 — 3.18
осуществляются с использованием ЭВМ. Авторами методик (см.
стр. 197) разработаны соответствующие алгоритмы и программы
расчета.

4.	Мониторинг при эксплуатации

4.1.	Мониторинг транспортных тоннелей, эксплуатируемых в
сейсмических районах, имеет целью получение объективных дан-
ных о состоянии обделок (несущей способности, фактической гео-
метрии) и возможности влияния на их эксплуатационную надеж-
ность при возникновении колебаний, вызванных землетрясения-
ми.

4.2.	Мониторинг осуществляется системой датчиков и прибо-
ров, устанавливаемых на тоннельных конструкциях, связанных с
системами связи, блокировки, электропитания контактного рель-
са или провода, с системой пожаротушения.

4.3.	Такая связь позволяет отключать источники силового элек-
тропитания подвижного состава, включать различную оповеша-
тельную и заградительную сигнализацию, управлять дистаниион-
214
но средствами автоматического пожаротушения при возникнове-
нии колебаний, превосходящих заранее задаваемые по условиям
безопасности пороговые величины.

4.4.	Наиболее удобным видом мониторинга является проекти-
руемые на горных тоннелях и метрополитенах инженерно-сейс-
мометрические станции для записи кинематических параметров
колебаний обделок.

4.5.	Проект инженерно-сейсмометрической станции должен
иметь общую схему размещения измерительных пунктов и регис-
трирующего комплекса, полный перечень оборудования и прибо-
ров, строительную часть, включающую в себя рабочие чертежи
размещения и крепления приборов, вспомогательного оборудова-
ния, кабельных линий, а также чертежи основных и вспомога-
тельных помещений.

4.6.	Общий порядок проектирования и установки сейсмомет-
рических приборов и оборудования на инженерно-сейсмометри-
ческих станциях регламентируются инструкциями по организа-
ции станций инженерно-сейсмометрической службы для регист-
рации колебаний зданий и сооружений при землетрясениях.

4.7.	Проектировать инженерно-сейсмометрическую станцию
следует для каждого объекта по техническому заданию, обяза-
тельно согласованному с организацией, на которую будет возла-
гаться эксплуатация станции.

4.8.	Каждая инженерно-сейсмометрическая станция на тонне-
лях должна иметь, как минимум, три измерительных пункта — у
портала, в тоннеле и над тоннелем в месте наибольшей глубины
его заложения, а для системы метрополитена — на станциях и
перегонных тоннелях различного конструктивного выполнения.

Большее количество комплектов сейсмометрической аппарату-
ры может быть запроектировано и установлено в тоннелях, пере-
секающих напластования грунтов различной сейсмической жест-
кости, при наличии действующих тектонических подвижек и в
Других случаях на основании специального технико-экономичес-
кого и сейсмологического обоснования, проведенного на стадии
Технического проекта.

4.9.	В измерительном пункте в тоннеле одновременно должны
Фиксироваться колебания элементов обделки и окружающего мас-
сива.
4.10.	Сейсмоприемники устанавливают на рабочих площадках,
представляющих собой горизонтальные жесткие постаменты, при-
крепляемые к обделке (для фиксации колебаний обделки), и заг-
лубляемые на 0,5 — 1,0 м в грунт (для фиксации колебаний грун-
та).

4.11.	Конструктивное оформление измерительных пунктов дол-
жно обеспечивать надежное сочленение сейсмоприемников с об-
делкой и грунтом, свободный доступ к приборам для их монтажа
и наладки, надежную защиту аппаратуры от фильтрации воды и
падения кусков грунта и обделки, а также соответствующий тем-
пературный и влажностный режим для нормальной работы аппа-
ратуры.

4.12.	Аппаратура для измерительного и регистрирующего ком-
плексов должна передавать получение оперативной информации
в реальном масштабе времени с одновременной записью на маг-
нитные диски для накопления банка информации.

4.13.	Расходы на приобретение сейсмометрической аппаратуры
и на выполнение строительно-монтажных работ, связанных с ее
установкой, должны предусматриваться в сметах на строительство
сооружений.

4.14.	Эксплуатацию инженерно-сейсмометрического комплек-
са целесообразно осуществлять специальной группой в составе
службы тоннельных сооружений или службы СЦБ и связи.

5.	Регламент обследований тоннелей
после землетрясений

5.1.	Ликвидация последствий землетрясений в строящихся транс-
портных тоннелях, сроки восстановления движения поездов по
эксплуатируемым тоннелям в значительной степени зависят от
своевременного и качественного обследования повреждений в тон-
нелях и плана мероприятий по их восстановлению.

5.2.	Обследование подземных сооружений, по сравнению с об-
следованием наземных, имеет три основные особенности:

-	невозможность осуществлять обследования на широком фронте
работ, поэтому число обследователей здесь ограничено;

-	нет альтернативы вопросу, целесообразно или нецелесооб-
разно восстанавливать транспортный тоннель. С экономической
216
точки зрения дискутировать можно о вариантах восстановления:
восстановление тоннеля в первоначальном виде, сооружение но-
вого тоннеля, либо образование на его месте глубокой выемки с
открытыми участками трассы;

-	проведение обследований требует параллельной работы по
обезопашиванию подземных выработок от возможных разруше-
ний при последующих афтершоках землетрясения с целью созда-
ния безопасной работы для самих обследователей, что, естествен-
но, удлиняет сроки обследования.

5.3.	Представляется возможным сформулировать следующие
основные правила организации обследований.

При землетрясении силой 3 — 4 балла работы в строящихся
подземных выработках не прекращаются. Сменным персоналом
проводится осмотр участков с пониженной устойчивостью пород
и при необходимости принимаются меры по обеспечению безо-
пасности.

При силе подземных толчков 5 — 6 баллов работы прекраща-
ются. Производятся тщательный осмотр выработок вне зависимо-
сти от их устойчивости и обязательная запись в Журнале осмотра
горных выработок о состоянии кровли и стен, временного креп-
ления, о проведении оборки незакрепленных участков. Осмотр
выработок осуществляется сменным персоналом горных участков.
Решение о проведении работ принимается комиссионно руковод-
ством строительной или эксплуатационной организации.

При землетрясении силой более 5 — 6 баллов прекращаются
все работы в подземных выработках.

Возобновление основных работ разрешается только после ко-
миссионного осмотра выработок с участием главного инженера,
геолога, инженера по технике безопасности и технадзора участка.
Составляется акт с приложением перечня всех деформаций вре-
менного и постоянного крепления всех подземных выработок.
После комиссионного осмотра горных выработок дается разреше-
ние на производство работ по обеспечению безопасности незак-
репленных участков и участков, закрепленных временной крепью.

5.4.	В эксплуатируемых тоннелях метрополитена при землетря-
сениях до 4 баллов включительно (ускорение колебаний грунта до
25 см/с2) движение поездов осуществляется в режиме эксплуата-
ции, установленном для этого участка. При землетрясениях 5 бал-
лов (ускорение более 25 см/с2) поездным бригадам через поездно-
го диспетчера выдается приказ «Об особой бдительности»; при
землетрясениях 6 баллов (ускорение более 50 см/с2) должно выда-
ваться предупреждение об ограничении скоростей движения по-
ездов до 25 км/ч, а при землетрясениях 7 баллов и более (ускоре-
ние более 100 см/с2) движение поездов должно быть остановлено,
но поездам, находящимся на опасных участках трассы, разрешает-
ся движение для ухода из опасной зоны со скоростью до 15 км/ч.

При землетрясениях 5 баллов и более эксплуатационные служ-
бы должны немедленно осмотреть состояние пути, контактного
рельса и других устройств, а также прилегающие участки местно-
сти и при необходимости устранить возникшие повреждения и
дать сообщение о возможности отмены предупреждений.

Информация о силе землетрясений 5, 6, 7 баллов и более и
автоматическое включение заградительных и проходных светофо-
ров, автоблокировки производятся от инженерно-сейсмометричес-
ких станций на тоннелях, работающих в ждущем режиме.

5.5.	При землетрясении силой 7 баллов и более должен всту-
пать в действие специально разработанный на этот случай план,
включающий в себя организационные мероприятия и непосред-
ственное обследование, осуществляемое в несколько этапов.

5.6.	Организационные мероприятия предусматривают вывод всех
работающих в подземных выработках на дневную поверхность под
руководством технадзора строительной или эксплуатационной
организации. Вызываются руководители строительной или эксп-
луатационной организации и руководители Горноспасательной
службы, которые, убедившись в выводе всех находившихся в тон-
нелях работающих, запрещают доступ людей в подземные выра-
ботки. Создается штаб для общего руководства и соответствую-
щие полномочные комиссии (горная, по транспорту, материаль-
ным ресурсам) для обследования и ликвидации ущерба, причи-
ненного землетрясением.

5.7.	Комиссии в указанные штабом сроки обязаны составить
акты обследования с приложением ведомостей ремонтно-восста-
новительных и аварийных работ. На всех участках назначаются
ответственные дежурные и устанавливаются посты наблюдения в
указанных штабом местах.

5.8.	Обследование рекомендуется осуществлять в три этапа.
На первом этапе составляется план, в котором должна предус-
матриваться определенная последовательность осмотра эксплуа-
тируемых тоннелей, а для строящихся — с учетом инженерно-
геологических условий проходки, типа временной и постоянной
крепи, а также прогноза по ожидаемым подземным толчкам си-
лой более 6 — 7 баллов.

На втором этапе работы горная комиссия должна обследовать
состояние постоянной и временной крепи, деформацию пород,
определить степень повреждения коммуникаций и горно-проход-
ческого оборудования. После окончания обследований комисси-
ей составляется акт с приложением дефектных ведомостей, опре-
деляется общее состояние выработок и дается разрешение на ава-
рийно-восстановительные работы с предварительным проведени-
ем мер по обеспечению безопасности выработок.

После утверждения акта обследования штабом допуск к рабо-
там оформляется приказом, в котором указывается очередность и
порядок выполнения работ по обеспечению безопасности подзем-
ных выработок.

5.9.	Первые этапы обследований, таким образом, преследуют
чисто производственные цели — определить характер, размеры
разрушений и нарушений, наметить перечень и порядок мероп-
риятий (обеспечение безопасности, ремонтно-восстановительные
работы).

Одновременно такие виды обследований дают, в первом при-
ближении, достоверный материал о характере и размерах разру-
шений (вывалы, площади разрушений и т.п.), хотя эти данные и
имеют частично субъективный характер, ибо получены путем ви-
зуальных осмотров.

5.10.	Работы по обеспечению безопасности выработок должны
проводиться под непосредственным наблюдением технадзора. В
горный журнал следует записывать все выполненные работы по
обеспечению безопасности с указанием наименования выработок,
пикетажа свода и стен, а также выработок с опасными условиями,
в которых установлены соответствующие знаки, запрещающие
проход людей в них.

5.11.	Работы по обеспечению безопасности выработок запре-
щается производить во время продолжающегося даже слабого зем-
летрясения силой менее 7 баллов.
5.12.	На третьем этапе обследования выработок после сильного
землетрясения маркшейдерская служба производит контрольные
геодезические работы. Приступают к этому этапу только посде
выполнения работ по обеспечению безопасности. Если на первых
двух этапах применяется, в основном, визуальный метод обслед0,
вания с выполнением зарисовок, фотосъемки характерных мест
нарушения, то на третьем этапе — инструментальный метод.

К работам третьего этапа могут относиться наблюдение тре~
щин, вывалов, сколов, смещений пород, деформаций отдельных
блоков обделки, раскрытия трещин, нарушения временного креп-
ления, их зарисовка, фотографирование, замер ширины, глубины
длины, ориентировки.

Цель третьего этапа — определить смещение полигонометри-
ческих знаков в подземных выработках, произвести съемку для
определения величины деформации постоянной и временной крепи
выработок и уточнить объемы вывалов, обрушений, оползней по-
роды, вызванных землетрясением.
ПРИЛОЖЕНИЕ 1

РЕКОМЕНДАЦИИ ПО СЕЙСМИЧЕСКОМУ
МИКРОРАЙОНИРОВАНИЮ ТРАСС ТРАНСПОРТНЫХ
ТОННЕЛЕЙ И МЕТРОПОЛИТЕНОВ

1.	Для принятия решения по выбору трассы метрополитена или
тоннельного перехода через горный массив в сейсмическом райо-
не и выбора исходных данных для расчета конструкций одним из
важнейших вопросов является инженерно-геологическая и инже-
нерно-сейсмологическая оценка грунтового (горного) массива.
Комплекс изыскательских работ по такой оценке составляет сущ-
ность сейсмического микрорайонирования площадок строитель-
ства.

2.	Сейсмическое микрорайонирование производится для выде-
ления в пределах локальной территории участков с различной
ожидаемой сейсмической опасностью. Это различие вызывается
зависимостью разрушительного эффекта сильных землетрясений
от механических свойств грунтов, горизонта грунтовых вод, ско-
ростей распространения упругих волн, спектральных характерис-
тик грунтов.

3.	В действующих нормативных документах по инженерно-гео-
логическим изысканиям для проектирования транспортных тон-
нелей и метрополитенов (ВСН 190-78 «Инструкция по инженер-
но-геологическим изысканиям для проектирования и строитель-
ства метрополитенов, горных железнодорожных и автодорожных
тоннелей; СНиП 11-02-96 «Инженерные изыскания для строи-
тельства. Основные положения») инженерно-сейсмологические ус-
ловия строительства подземных сооружений практически никак
не учитываются, а сейсмическое микрорайонирование ограничи-
вается обследованием свойств грунтов на поверхностных площад-
ках.

4.	Для проектирования тоннелей и метрополитенов в сейсми-
ческих районах инженерно-сейсмологические изыскания должны
включать в себя оценку сейсмической опасности, предусматрива-
ющую решение следующих задач: сейсмотектонические исследо-
вания очаговой зоны; изучение фильтрующего действия среды на
пути распространения сейсмических волн; исследование влияния
верхней части разреза на интенсивность, форму и спектральный
состав разрушительного землетрясения; прогноз остаточных на-
рушений в породах.

5.	В результате комплекса инженерно-геологических и сейсмо-
тектонических исследований при сейсмическом микрорайониро-
вании трассы метрополитена или горного тоннеля должны быть
получены следующие исходные данные, необходимые для доста-
точно надежного проектирования тоннелей в сейсмических райо-
нах:

5.1.	Расчетная сейсмичность по длине тоннеля и для притон-
нельных сооружений, баллы;

5.2.	Плотность породы у0, кг/м3;

5.3.	Сейсмическая жесткость грунта — произведение скорости
распространения упругих продольных (С,) и поперечных (С,) волн,
м/с, на плотность;

5.4.	Резонансные свойства грунта (преобладающий период сей-
смических колебаний массива) То, с;

5.5.	Контрастность и активность движений, ожидаемые возмож-
ные амплитуды колебаний массива А, см2;

5.6.	Модуль упругости (динамический) Е, Па;

5.7.	Модуль упругости (статический) Е^, Па;

5.8.	Модуль деформации £0, Па;

5.9.	Коэффициент отпора Кт, Н/м3;

5.10.	Коэффициент Пуассона, v0, доли единицы;

5.11.	Прогноз дизъюктивных нарушений (тектонических зон, и
т.п.), количество.

6.	Исходя из опыта сейсмического микрорайонирования на-
земных площадок строительства, можно рекомендовать ряд мето-
дов, которые в полной мере могут быть использованы и при сеи-
смомикрорайонировании трассы метрополитена или горного тон-
неля (рис. П.1.1.).

В этом случае задача может быть решена комплексным прим6'
нением:
Рис. Л. 1.1. Методы сейсмического микрорайонирования

инженерно-геологического метода, основанного на обобщении
эмпирических данных обследования последствий разрушительных
землетрясений путем сопоставления повреждений однотипных
подземных конструкций при различных геотехнических условиях
заложения тоннелей;

инструментального метода, при котором о влиянии местных
грунтовых условий на сейсмичность судят по данным инженерно-
сейсмометрических станций, а также по данным полевых наблю-
дений за колебаниями грунтов при искусственных взрывах;

численного метода, при котором уточнение сейсмичности по
стволу тоннеля может быть осуществлено решением прямой зада-
чи инженерной сейсмологии для инженерно-геологического раз-
реза на каждом конкретном участке тоннеля, а также устанавлива-
ется типовая акселерограмма для коренной породы и при ее спек-
тральном анализе определяются кинематические величины сотря-
сения.

7.	Решение большинства поставленных задач может быть осу-
ществлено с помощью сети сейсмологических станций и станций
инженерно-сейсмометрической службы. Одновременная запись
землетрясений станциями в ждущем режиме позволит определить
влияние энергии землетрясения, эпицентрального расстояния,
глубины очага, азимута и частотного состава колебаний на изме-
нение интенсивности.

8.	При отсутствии заключения сейсмологов по оценке сейсми-
ческой опасности, базирующегося на записях сильных землетря-
сений в районе строительства, приходится ограничиваться данны-
ми, получаемыми при микросейсморайонировании. Геофизичес-
кие экспедиции, входящие в состав геологических организаций,
часто имеют возможность определять лишь скорость продольных
упругих волн, и тогда для определения коэффициента Пуассона и
модуля упругости приходится использовать расчетные зависимос-
ти, что неизбежно приводит к неточности их значений. Опреде-
лить скорости распространения упругих волн возможно, приме-
няя лабораторные ультразвуковые установки и установки продоль-
ных и крутильных колебаний, однако не всегда можно создать
статическое напряжение образцов грунта, равное напряжению в
массиве. В этом случае целесообразнее проводить определение
упругих параметров пород при помощи сейсмоакустического ме-
тода в существующих горных выработках по отработанным и ос-
военным методикам.

При этом необходимо учитывать, что преобладающий период
сейсмических колебаний и величина возможной максимальной
амплитуды колебаний массива, входящие в расчеты обделок на
сейсмику, могут быть получены только из записей сильных земле-
трясений, сделанных в районе строительства.

9.	Предлагаются следующие методики работ по сейсмическому
микрорайонированию участков строительства тоннелей.

9.1.	Инженерно-геологический метод сейсмического микрорайони-
рования.

9.1.1.	При проведении сейсмического микрорайонирования
трассы тоннеля или метрополитена необходимо уточнить данные
о тектонике, общей сейсмичности и сильных землетрясениях про-
шлых лет и другие сведения, обосновывающие интенсивность про-
явления ожидаемых землетрясений в данном районе. Учитывая
размеры очагов сильных землетрясений, а также степень убыва-
ния балльности от очагов, в среднем область исследования следу-
ет определять радиусом в 30 — 50 км от строительного объекта.
Все данные необходимо строить на картах масштаба 1:50000 и
1:100000.

9.1.2.	Геологические, инженерно-геологические, гидрогеологи-
ческие данные являются основой для разделения изучаемых тер-
риторий на зоны со сходными условиями и одновременно осно-
вой для выбора пунктов, в которых необходимо производить ин-
струментальные измерения колебаний пород согласно п. 9.2 на-
стоящего приложения.

Для составления карты сейсмического микрорайонирования
используются данные о сейсмичности района, определяемые по
карте сейсмичности, полученной в результате работ, указанных в
п. 9.1.1, а также инженерно-геологические, гидрогеологические,
геоморфологические и геологические карты и другие материалы,
включающие в себя:

а)	план изучаемой территории в масштабе 1:10000 — 1:5000, а в
особых случаях — в большем масштабе;

б)	инженерно-геологическую карту в масштабе не менее 1:10000
с отражением выходов коренных пород и четвертичных отложе-
ний с указанием их литологического состава и мощности пластов,
а также уровней грунтовых вод;

в)	геологические разрезы по основным характерным направле-
ниям. Вертикальный масштаб 1:500 — 1:200, а горизонтальный —
в масштабе карты;

г)	карту фактических материалов с шурфами и скважинами, а
также колодцами, карьерами, точками наблюдений и геофизичес-
ких исследований, пронумерованными по порядку;

д)	ведомость выработок для типичных пород с нумерацией,
приведенной на карте;

е)	геоморфологическую карту в выбранном масштабе с выделе-
нием зон активного карста, обвалов, осыпей, оползней, заболо-
ченных участков над активными тектоническими нарушениями и
Др.;

ж)	пояснительную записку, в которой по материалам геологи-
ческого и другого описания района должно быть обосновано вы-
деление характерных зон, отличающихся по геоморфологическим,
грунтовым условиям и характеру обводненности.
9.1.3.	Указанные в п. 9.1.2 данные составляются на основании
обобщения существующих материалов по топографии, геоморфо.
логии и гидрогеологии для детально исследованных территорий
На мало исследованных участках или при отсутствии каких-либо
из перечисленных данных необходима постановка специальных
исследований, которые должны проводиться особой группой ква-
лифицированных специалистов по каждому из перечисленных
направлений.

9.1.4.	При проведении сейсмического микрорайонирования на
участках, расположенных на крутых склонах гор, в ущелье и в
районах со сложным рельефом, необходимо учитывать возмож-
ность деформаций, повреждений и разрушений склонов и насы-
пей при сейсмических воздействиях — оползания и обвалов мате-
риала склонов, оседания насыпей, возникновения трещин и явле-
ний, сопутствующих разжижению грунтов.

Следует различать природу указанных нарушений: вызвана ли
она недостаточной устойчивостью склона или увеличением ин-
тенсивности сейсмических воздействий на этом склоне.

9.1.5.	При отсутствии карт сейсмического микрорайонирова-
ния допускается на стадии технико-экономического обоснования
согласно главе СНиП по строительству в сейсмических районах
уточнять сейсмичность площадки строительства отдельных соору-
жений на основании общих геологических изысканий.

Таблица П1

Категория грунта по свойствам сейсмичности	Грунты	Уточненная интенсивность (в баллах) в зависимости от сейсмичности района			
		7	8	9	>9^
I (коренные породы)	Скальные породы, трешиноватые-извер- женные, метаморфические и осадочные Граниты, гнейсы, известняки, песча- ники, конгломераты и т.п.  Полускальные породы: мергели, ока- меневшие глины, глинистые песчани- ки, туфы, ракушечники, гипсы и т.п. Крупнообломочные плотные грунты	6	7	8	9
II	Глины, суглинки, супеси, пески, круп- нозернистые грунты	7	8	9	>9
9.1.6.	Интенсивность землетрясения в районе или пункте стро-
ительства по картам сейсмического районирования территорий б.
СССР или по списку населенных пунктов б. СССР, расположен-
ных в сейсмических районах, указанныхъ в СНиП П-7-81, следует
отнести к грунтам категории I, указанным в таблице П.1, именуе-
мым условно «коренные породы».

9.1.7.	Результатом проведения сейсмического микрорайониро-
вания является карта сейсмического микрорайонирования задан-
ной территории строительства с нанесением на ней выделенных
зон сейсмичности и отчет, содержащий подробное описание про-
деланных исследований и обоснование выделения зон различной
балльности. Карта сейсмического микрорайонирования составля-
ется в масштабе 1:10000. В случае необходимости и при достаточ-
ном обосновании масштаб может быть принят в соответствии с
масштабом имеющихся инженерно-геологических карт и разме-
рами участка.

9.1.8.	Отчет о сейсмическом микрорайонировании по инже-
нерно-геологическому методу должен включать в себя следующие
основные разделы:

а)	описание и результаты сейсмологических, микросейсмичес-
ких, палеосейсмологических исследований, на основании кото-
рых локализуются (в масштабе района) возможные области воз-
никновения сильных землетрясений, описанных для изучаемой
территории, а также дается заключение о вероятной максималь-
ной интенсивности землетрясения на данной территории с при-
вязкой этой интенсивности к коренной породе согласно табл. П.1;

б)	описание и результаты инженерно-геологических, гидрогео-
логических и геоморфологических исследований и обоснование
разделения территории на зоны по этим данным.

9.2.	Инструментальный метод сейсмического микрорайонирова-
ния.

9.2.1.	Следует предусматривать проведение двух параллельных
исследований: регистрация слабых местных землетрясений и ис-
кусственных взрывов и регистрация сильных землетрясений.

Наблюдения при землетрясениях и взрывах следует начинать
Параллельно с сейсморазведочными.
9.2.2.	Для количественной оценки относительной сейсмичнос-
ти разных грунтовых условий (инженерно-геологические, геомор-
фологические и гидрогеологические условия местности) органи-
зуется сеть временных сейсмометрических станций, функциони-
рующих в ждущем режиме.

Сейсмоприемники должны обеспечивать регистрацию как сме-
щения, так и скорости и ускорения частиц грунтов во времени.

9.2.3.	Конечной целью инструментальных наблюдений являет-
ся получение следующих исходных данных, необходимых для рас-
чета сооружений на сейсмические воздействия:

а)	значение преобладающего периода сейсмических колебаний
частиц пород, а также значения преобладающего ускорения и ско-
рости сейсмических колебаний в целях установления относитель-
ной сейсмичности;

б)	осциллограмм сейсмических движений частиц грунта (аксе-
лерограммы, велосиграммы и сейсмограммы) для построения спек-
тральных кривых упругого смещения, его скорости и абсолютного
ускорения (коэффициенты динамичности) линейных осциллято-
ров и для применения метода математического моделирования
сейсмического воздействия на проектируемые сооружения.

9.3.	Численный метод сейсмического микрорайонирования.

9.3.1.	Основная цель применения численного метода сейсми-
ческого микрорайонирования заключается в получении аналити-
чески всех данных, необходимых для расчета проектируемого со-
оружения на сейсмические воздействия, учитывающих при этом
микроусловия районируемой территории (инженерно-геологичес-
кие, геоморфологические и гидрогеологические условия местнос-
ти), влияющие на интенсивность и характер появления землетря-
сения.

9.3.2.	В результате применения численного метода сейсмичес-
кого микрорайонирования следует стремиться получить величи-
ны преобладающих периода, ускорения и скорости частиц пород,
по которым проходит тоннель, для определения сейсмических
нагрузок и воздействий, действующих на обделку тоннеля.

9.3.3.	На участках районируемой территории с достаточно плав-
ным изменением рельефа поверхности земли и кровли пород при
близком к горизонтальному залеганию слоев пород, периоды и
формы собственных горизонтальных колебаний массива могут быть
вычислены путем решения одномерной задачи динамики для пря-
мого бруса.

9.3.4.	Водоносность пород учитывается величиной их объемно-
го веса. Модуль сдвига у-го слоя определяется по формуле

Gj =^-С2:,
g

где С — скорость распространения поперечной сейсмической вол-
ны в грунте у-го слоя, величина которой принимается с учетом
увлажнения грунта подземными водами;

уоу — объемный вес грунта у-го слоя при наличии грунтовой
воды в нем.

9.3.5.	На участках районируемой территории с резким измене-
нием рельефа местности или коренных пород для определения
периодов и форм собственных колебаний грунтовой толщи по ство-
лу тоннеля используют решение плоской задачи теории упругости
(метод конечных разностей или конечных элементов), рассматри-
вая конечную полуплоскость с выступом или вырезом, прибли-
женно апроксимирующим рельеф поверхности земли и кровли
коренных пород, согласно инженерно-геологическому разрезу
местности.
СКОРОСТИ СЕЙСМИЧЕСКИХ ВОЛН, НОРМАЛЬНЫЕ И КАСАТЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
В НЕНАРУШЕННОМ ИЗОТРОПНОМ МАССИВЕ ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ПОРОД (ГРУНТОВ)

Категория пород по СНиП	Степень крепости	Породы (грунты)	Коэф- фици- ент крепо- сти	Объ- емная масса, т/м’	Ско- рость про- доль- ной волны  С„ км/с	Ско- рость попе- речной волны с2, км/с	Нормальные и касательные напряже- ния в породе (тс/м2) при уточненной сейсмичности в баллах					
							7		8		9	
							°х	TXV		ТХ>		Txv
I	В высшей степени крепкие по- роды	Наиболее крепкие, плотные и вязкие кварциты и базальты.  Исключительные по крепости другие породы	20	2,8- 3,0	5,6	3,3	107- 115	64— 69	133—  142	67— 85	176— 188	105— 112
II	Очень креп- кие грани- товые поро- ды	Очень крепкие гранитовые породы, кварцевый порфир.  Очень крепкий гранит. Кремнистый сланец. Самые крепкие песчаники и известняки	15	2,6—  2,7	5,6	з,з	99- ЮЗ	59—  61	ЮЗ- 128	73 —  76	163—  169	97—  102
III	Крепкие породы	Плотный гранит и гранитовые поро- ды. Очень крепкие песчаники и изве- стняки. Крепкий конгломерат. Очень крепкие железные руды	10	2,5- 2,6	3,5- 4,5	2,1- 2,7	60— 80	36-  49	73— 99	44— 59	96—  131	57—  78
Продолжение прилож. 2

Категория пород по СНиП	Степень крепости	Породы (грунты)	Коэф- фици- ент крепо- сти	Объ- емная масса, т/м3	Ско- рость про- доль- ной волны Ср км/с	Ско- рость попе- речной волны  С„ км/с	Нормальные и касательные напряже- ния в породе (тс/м2) при уточненной сейсмичности в баллах					
							7		8		9	
							ох	Т'У	ач	тх>	ох	т,
Ша	То же	Крепкие известняки. Некрепкий гра- нит, крепкие песчаники. Крепкий мра- мор. Доломит. Колчеданы	8	2,5	2,4- 3,0	1,4- 1,8	41-  50	24—  30	51- 62	30- 37	67—  82	40—  49
IV	Довольно крепкие по- роды	Обыкновенный песчаник, железные руды	6	2,4	2,0—  2,6	1,2- 1,5	32—  42	19-  25	40—  52	24—  31	53—  68	32 —  41
V	Породы средней крепости	Крепкий глинистый сланец. Некреп- кий песчаник и известняк. Мягкий конгломерат	4	2,8	1,5- 2,3	0,9- 1,4	28 -  43	17-  26	35 —  55	21- 33	46—  73	27 —  44
Va	Довольно мягкие по- роды	Разнообразные некрепкие сланцы. Плотный мергель	3	2,5	1,4- 1,9	0,8— 1,1	24—  32	14-  19	30-  40	18-  24	39—  53	23 —  32
VI	То же	Мягкий сланец. Мягкий известняк. Мел, каменная соль, гипс, мерзлый грунт, антрацит, обыкновенный мер- гель, разрушенный песчаник, сцемен- тированная галька, каменистый грунт	2	2,4	1,3- 2,1	0,8- 1,2	21-  34	12- 20	26—  43	16- 26	35 —  56	21- 33
Via	То же	Щебенистый грунт. Разрушенный сланец. Слежавшаяся галька и щебень. Отвердев- шая глина. Крепкий каменный уголь	1,5	1,8-  2,0	1,2- 1,9	0,7- 1,1	15- 26	9-  15	18- 32	11- 19	24—  43	13- 90
Окончание прилож. 2

Категория пород по СНиП	Степень крепости	Породы (грунты)	Коэф- фици- ент крепо- сти	Объ- емная масса, т/м3 /	Ско- рость про- доль- ной волны С„ км/с	Ско- рость попе- речной волны с2, км/с	Нормальные и касательные напряже- ния в породе (тс/м2) при уточненной сейсмичности в баллах					
							7		8		9	
							ох	T4V			°х	Txv
VII	Мягкие по- роды	Глина плотная. Средний каменный уголь. Крепкий нанос. Глинистый грунт	1,0	1,8	1,1— 1,7	0,6- 1,0	14- 21	8- 12	17- 27	10- 16	22—  34	13- 90
VIII	То же	Легкая песчаная глина, лёсс, гравий. Мягкий уголь	0,8	1,6	1,1- 1,6	0,7- 1,0	—	—	—	—	—	—
IX - X	Сыпучая и плывунные породы	Песок — осыпи. Мелкий гравий. На- сыпная земля. Добытый уголь. Плы- вуны. Болотистый грунт. Разжиженный лёсс и другие разжиженные грунты	0,1- 0,5	1,7	0,3- 0,5	0,2- 0,3	—	—	—	—	—	—
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТЕЙ СЕЙСМИЧЕСКИХ ВОЛН
В АНИЗОТРОПНОЙ (ТРАНСВЕРСАЛЬНО-ИЗОТРОПНОЙ)
ТОЛЩЕ ГРУНТОВ И ГОРНЫХ ПОРОД

Случай 1. Нормаль п к фронту волны направлена вкрест линии
простирания плоскости изотропии толщи и составляет произволь-
ный угол а с плоскостью изотропии. Здесь скорости квазипро-
дольной Ир и квазипоперечных И5К и волн определяются сле-
дующими формулами (см. рис. 3.3 Руководства):

где у — объемная масса толщи грунтов и горных пород;

g — ускорение свободного падения;

Е,, G2 — модули деформации и сдвига.

Случай 2. Нормаль к фронту волны направлена вдоль прости-
рания плоскости изотропии толщи (см. рис. 3.4 Руководства). В
этом случае скорости квазипродольных Кр и квазипоперечных V
и VSH волн выражаются следующими соотношениями (плоскость
изотропии наклонена под углом а к горизонту):



Or

— G2 cos2 <р + —т—1—г sin ср

Y	SU+vJ

VSH

G2 sin2 ср +

cos2 <P
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ СЕЙСМИЧЕСКОГО
БОКОВОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ АНИЗОТРОПНОГО
МАССИВА ГРУНТА

Случай 1. Нормаль к фронту волны направлена вкрест линии
простирания плоскости изотропии толщи и составляет угол а с
плоскостью изотропии (см. рис. 3.3 Руководства). Тогда коэффи-
циенты сейсмического бокового давления №, №. и

(^55 - ^35 )(^23^55 ~ ^35 ) ~ (^33^55 ~ 4 ) (^55 ~ ^15^)
(^22^55 ” а25 )(<7334Z55 “ П35 ) ” (^23^55 “ a25Q35 )

(а\2а55 ~ а\5а2з)(а23а55 ~ а25а35 ) ” (^13^55 “ ^15^35 ) (^22^55 ” а2з}
^а22а55 ~ ^25 ) (^33 а55 ~ ^3 5 ) ” (^23^55 “ Q25a3s)

^15 + ^25^ v + ^35^*’
а55

Здесь

V| cos2 а + v2 sin2 а),

О12

X 1	2 fl

+ V2)—-cos а- —

E, \E2

v2) . 2	1	_

— sm а----------cos 2а

E, J 2G2

sin 2а,

1

°22 = T" ’
/ V| . 2 V2	2 1

fl23 = “ г sin a + “F"COS a ’

\E\ E\ /

v2 - vi • n
a25 = -^-7—L sin 2a,
^1

I.4	/1	2V2 \ . 2	2	1	4

= — sin a + —------ sin a cos a + — cos a,

£,	Ej	Ei ’

a35

+ *2	-2

—-sin a -

E,

1	v2\	2	1	_

—- + —7- cos a +-----cos 2a

E2 £,

2G2

sin 2a,

«55

H + 2v2	1

I £, + E2

1 1 • 2o
— sin 2a.
Gi)

Случай 2. Нормаль n к фронту волны направлена параллельно
плоскости изотропии, наклоненной к горизонту под углом <р (см.
рис. 3.4). В этом случае коэффициенты сейсмического давления
Хсх, Хсг и Хех, определяются формулами:

(fl13°55 ~ °15°35 )(fl23°55 ~ а25°35 ) ~ (°33°55 ~ а35 )(й12й55 ~ °15й2з)
(й11й55 “ a\s){a35a55 ~ a3s) ~ (й13й55 “ й15°35 )

(^12^55 — ^15^25 )(^13^55 “ ^15^35 ) “ (^11^55 — ^15) (^23^55 ~~ ^25^35 ) .

(°llfl55 “ a\s}{a33a55 ~ а3з) “ (°13й55 “ О15а35)

_ al5X,; + а25 + a35Xz

Коэффициенты деформации a^i,j = 1, 2, 3, 5) в выражениях
для Xе., Хсх. определяются по формулам случая 1, но в них вме-
сто угла а следует подставлять угол <р.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЗАМКНУТЫХ МОНОЛИТНЫХ
ОБДЕЛОК ПРОИЗВОЛЬНОГО ОЧЕРТАНИЯ ТОННЕЛЕЙ

ГЛУБОКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ

1.	Область применения положений настоящей методики харак-
теризуется следующими условиями:

а)	длина проектируемого сооружения превосходит его попе-
речные размеры не менее чем в 5 раз;

б)	глубина заложения тоннеля превосходит наибольший раз-
мер его поперечного сечения не менее чем в 3 раза;

в)	длина упругих волн сдвига с преобладающим периодом ко-
лебаний частиц грунта превосходит наибольший поперечный раз-
мер выработки не менее чем в 3 раза, т.е. деформационные харак-
теристики массива грунта таковы, что выполняется условие

2Oy(l + vo)

где £0 — модуль деформации грунта, тс/м2;

у — объемный вес грунта, тс/м3;

То — преобладающий период колебаний частиц грунта, с;

g — ускорение свободного падения, м/с2;

D — наибольший поперечный размер выработки, м.

г)	не имеется близко расположенных сооружений на расстоя-
нии менее 2D.

2.	Положения настоящей методики возможно использовать для
приближенного расчета сборных обделок тоннелей глубокого за-
ложения.

3.	Массив грунта моделируется линейно-деформируемой, од-
нородной, изотропной средой, механические свойства которой
характеризуются средними величинами модуля деформации Ео и
коэффициента Пуассона v0.

4.	Обделку рассматривают как замкнутую конструкцию задан-
ной толщины и конфигурации, работающую в упругой стадии в
Условиях полного контакта с массивом по всему периметру.
5.	Обделку рассчитывают в условиях плоской деформации, т.е.
рассматривается действие сейсмических волн, распространяющихся
в плоскости поперечного сечения сооружения.

6.	Расчет обделки проводится на основании оценки наиболее
неблагоприятного напряженного состояния в каждом нормальном
(радиальном) сечении обделки из возможных при любых сочета-
ниях одновременно действующих на обделку волн сжатия-растя-
жения и волн сдвига и любых их направлениях в плоскости попе-
речного сечения сооружения.

7.	Оценка наиболее неблагоприятного напряженного состоя-
ния в каждом нормальном (радиальном) сечении проводится пу-
тем отыскания экстремальных значений нормальных тангенци-
альных напряжений в данном сечении и соответствующих им на-
правлений распространения и сочетаний действия волн сжатия-
растяжения и сдвига.

8.	Напряженное состояние обделки от действия длинной, про-
извольно направленной (в плоскости поперечного сечения тонне-
ля) волны сжатия (продольной волны) осж определяют на основа-
нии решения плоской квазистатической контактной задачи тео-
рии упругости для кольца произвольной формы с одной осью сим-
метрии, подкрепляющего вырез в линейно-деформируемой среде
с другими деформационными характеристиками, работающего
совместно с окружающей средой в соответствии с расчетной схе-
мой (см. рис. 3.1).

Напряженное состояние на бесконечности принимают соглас-
но п. 3.13 настоящего Руководства в виде

P = ^-kcyctT0, =

2л	1 - v0

где кс — коэффициент сейсмичности;

С] — скорость распространения упругих волн сжатия (растяже-
ния), определяемая непосредственными измерениями при изыс-
каниях, вычисляемая по формуле

е - । E,jg	1 ~ V°

V Y (1 + vo)(l - 2v0)’

или выбираемая по данным приложения 1.
9.	Напряженное состояние обделки от действия длинной, на-
правленной под горизонтальным углом а к вертикальной оси сим-
метрии выработки волны сдвига (поперечной волны) осдв опреде-
ляют на основании решения квазистатической контактной зада-
чи, расчетная схема которой приведена на рис. 3.2.

Касательные напряжения на бесконечности в соответствии с п.
3.13 данного Руководства имеют величины

0 = -L^7c2to,

2л

где С2 — скорость распространения упругих волн сдвига, опреде-
ляемая по формуле

С - I E°g

2 py(l + V0)

или по данным приложения 1.

10.	Экстремальные значения напряжений ой определяют на ос-
новании решения следующих уравнений для каждого нормально-
го (радиального) сечения обделки

dOn	доп

—^ = 0, —— = о,

да	да

где

^(сж) + ^8(сдв)

^9(с ж) ^(сдв)'

Здесь о0(сж), ой(сдв) — соответственно нормальные тангенциаль-
ные напряжения в данном сечении обделки от действия волны
сжатия и волны сдвига, направленных под углом а к вертикаль-
ной оси симметрии выработки.

В результате решения указанных уравнений (в качестве о0 при-
нимают их выражения на внешнем и на внутреннем контуре по-
перечного сечения обделки) получают четыре значения напряже-
ний о в каждом сечении. Затем для каждого сечения конструкции
определяют те сочетания действия волн о, или о2 и те углы их
-95,8

-96,2

Рис. П.5.1. Расчетные эпюры усилий в обделке железно-
дорожного тоннеля

падения <хр а2, которые соответствуют наибольшим сжимающим
(отрицательным) и наибольшим растягивающим (положительным)
напряжениям ое.

11.	Наибольшие сжимающие и растягивающие напряжения о(|
в каждом сечении принимаются за расчетные. Усилия Ми N, со-
ответствующие этим напряжениям, вычисляют для каждого сече-
ния именно при тех сочетаниях действия волн разного характера
и том их направлении, при которых получены экстремальные зна-
чения напряжений ое.

12.	Если обделка не прианкерена к грунту и проектируется с
допущением образования трещин, то за расчетные принимают обе
эпюры усилий Ми N, соответствующие наибольшим сжимающим
и растягивающим напряжениям ой.

13.	Если обделку проектируют без допущения трещин и если
она прианкерена к грунту или выполнена из набрызгбетона, то за
240
расчетные на сжатие и растяжение принимают эпюры усилий Ми
У, соответствующие напряжениям ое, максимальным по абсолют-
ной величине, взятые со знаками «+» и «—».

14.	Расчетные эпюры усилий Ми Nсуммируют с усилиями от
других видов действующих нагрузок и используют для проверки
прочности сечений на сжатие и растяжение.

15.	Пример расчета обделки железнодорожного тоннеля.

Исходные данные:

упругие характеристики обделки

£, = 315 104 тс/м2, v=0,15;

упругие характеристики грунта

£0 = 7 104 тс/м2, v = 0,3;

объемный вес грунта

у = 2,63 тс/м3;

АКХ = О,1,То = О,5 с;

толщина бетонной обделки

6 = 0,5 м.

Расчетные эпюры усилий приведены на рис. П.5.1 (сплошные
линии — усилия, соответствующие максимальным сжимающим,
штриховые — максимальным растягивающим напряжениям он в
обделке).
МЕТОДИКА РАСЧЕТА МНОГОСЛОЙНЫХ ОБДЕЛОК ТОННЕЛЕЙ
КРУГОВОГО ОЧЕРТАНИЯ

1.	Положения настоящей методики следует использовать для
расчета многослойных обделок транспортных тоннелей кругового
поперечного сечения глубокого заложения и стволов в условиях,
указанных в п. 1 приложения 5.

2.	Методика расчета основывается на исходных предпосылках,
указанных в пп. 3 — 6, 8 и 9 приложения 5.

Расчетная схема показана на рис. П.6.1 и представляет собой
многослойное круговое кольцо, наружный слой которого модели-
рует массив грунта. Радиус породного слоя Rn принимается рав-
ным глубине заложения выработки.

Расчетные напряжения, приложенные к внешнему контуру се-
чения грунтового слоя, определяют по формулам

Рис. П.6.1. Расчетная схема к определе-
нию напряженного состояния многослой-
ной обделки

Р = PQ + P2cos20;

q — 02sin20.

Здесь

Р Р •
°' 2(1-v0)’

р J(3-4v0)(l-2v0j

2	2(1 -v0)	’

Величина Р определяется со-
гласно п. 8 приложения 5.

3.	Экстремальные значения
напряжений ов на внешнем и
внутреннем контурах каждого
слоя обделки имеют место при
значениях 0 = 0, 0 = 90°. Наи-
большие сжимающие и растягивающие напряжения в указанных
сечениях принимают за расчетные.

Проверка прочности слоев производится в упругой стадии. Рас-
четные растягивающие напряжения сравнивают с расчетным со-
противлением материала обделки.

Проверка прочности материала обделки на сжатие производится
с учетом объемного напряженного состояния по формуле

«е

1 - sin ср
---------о

1 + sin ср

р’

где ог — расчетные радиальные сжимающие напряжения в рас-
сматриваемом сечении (при растягивающих радиальных напряже-
ниях в формулу подставляется ог=0), кгс/см2;

ср — угол внутреннего трения материала обделки, град;

Лпр — расчетное сопротивление материала обделки (призмен-
ная прочность), кгс/см2.

Рис. П.6.2. Конструкция многослойной кольцевой
обделки:

1 — слой без заполнения; 2, 5 — слои спинки
чугунных тюбингов; 3 — слой бетона; 4 — слой
комбинированный (ребра тюбингов и бетонное
заполнение)
4.	Если проектируемая многослойная обделка прианкерена к
грунту, то за расчетное принимают максимальные по абсолютной
величине напряжения ов, взятые со знаками «+» и «—».

5.	Расчетные напряжения оч суммируют с напряжениями от
других видов действующих нагрузок и используют для проверки
прочности материала обделки при различных сочетаниях Harpy,
зок.

6.	Пример расчета обделки, состоящей из двух слоев чугунных
тюбингов с заполнением бетоном между ними (рис. П.6.2).

Свойства грунта в массиве:

модуль деформации — 7000 кгс/см2;

Таблица П.6.1

№ слоя	Радиус, см	Отношение пло- шали попереч- ного сечения ре- бер (арматуры) ко всему слою л/£(	Модули деформации, кгс/см2		Коэффициент Пуассона
			£,	£2	
5	474	0	1 000 000	1 000 000	0,25
4	471	0,1	240 000	1 000 000	0,15
3	447	0	240 000	240 000	0,25
2	377	0	1 000 000	1 000 000	0,25
1	374	0,1	0	1 000 000	0,15
0	350				

Таблица П. 62

№ слоя	Параметры нагрузок, кгс/см2			Примечание
	А>	Р2	q2	
5	1,1656	0,1663	-1,5841	Внешняя нагрузка
4	1,0722	-0,0789	-2,0519	
3	0,8873	-0,7343	-3,0466	
2	0,2691	-0,9499	-2,0446	
1	0,1208	-0,4559	-1,0206	
Рис. П.6.3. Эпюры напряжений по сечениям многослой-
ной обделки (кгс/см2):

а — сечение в шелыге свода по ребрам; б — то же по
межреберному заполнению; в — сечение на горизон-
тальном диаметре по ребрам; г — то же по межребер-
ному заполнению («+» — сжатие, «—» — растяжение)

коэффициент Пуассона — 0,3;

объемный вес 0,00262 кгс/см3;

коэффициент сейсмичности — 0,1;

преобладающий период колебаний То — 0,05 с.

Параметры обделки приведены в табл. П.6.1.

Параметры нагрузок на слои обделки приведены в табл. П.6.2.

Эпюры напряжений в шелыге свода и на горизонтальном диа-
метре в сечениях по ребрам и межреберному заполнению показа-
ны на рис. П. 6.3.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЗАМКНУТЫХ МОНОЛИТНЫХ ОБДЕЛОК
КРУГОВОГО ОЧЕРТАНИЯ ТОННЕЛЕЙ ГЛУБОКОГО
ЗАЛОЖЕНИЯ С УЧЕТОМ УПРУГОЙ АНИЗОТРОПИИ МАССИВА

1.	Область применения положений настоящей методики харак-
теризуется следующими условиями:

а)	длина проектируемого сооружения превосходит его попе-
речные размеры не менее чем в 5 раз;

б)	глубина заложения тоннеля превосходит наибольший раз-
мер его поперечного сечения не менее чем в 3 раза;

в)	длина упругих волн сдвига с преобладающим периодом ко-
лебаний частиц грунта превосходит наибольший поперечный раз-
мер выработки не менее чем в 3 раза, т.е. деформационные харак-
теристики массива грунтов и горных пород таковы, что выполня-
ется условие

gsin* 2 * 2а-То2

40у

-----—cos4 а----sin4 а + ?'2 sin2 2а

Еа £,	Е2 2Е{

(а * 0, а * 90°),

где £, и Е2 — модули деформации (модули Юнга) грунта в плоско-
сти изотропии, Е = Еп и перпендикулярно к ней Е2 = Et тран-
стропного образца или массива, тс/м2;

£ — модуль деформации (модуль Юнга) грунта в направлении
под углом а к плоскости изотропии, тс/м2;

v2 — коэффициент поперечного растяжения (сжатия) в плос-
кости, перпендикулярной к плоскости изотропии при сжатии (ра-
стяжении) в плоскости изотропии, v2 = V] п;

D — диаметр кругового тоннеля, м.

2. Массив грунта моделируется линейно-деформируемой, од-

нородной анизотропной (трансверсально-изотропной, т.е. тран-
стропной) средой, механические свойства которой характеризу-

246
ются средними значениями модулей деформации Ех = Еп, Е2 = Ех,
Е, коэффициентов поперечного растяжения (сжатия) в плоско-
сти, перпендикулярной к плоскости изотропии, v2 = Vj п и в плос-
кости изотропии v, = vH п при сжатии (растяжении) в плоскости
изотропии.

Величины упругих констант Ех, Е2, Еи, Vj и v2 определяют из
испытаний на одноосное сжатие (растяжение) транспортных (сло-
истых) породных образцов либо расчетным путем для массива,
если известны соответствующие характеристики составляющих его
слоев и параметры трещиноватости.

3.	Обделку рассчитывают как в условиях плоской деформации,
так и в условиях обобщенной плоской деформации в зависимости
от ориентации продольной оси тоннеля относительно линии про-
стирания плоскости изотропии транстропного массива. В попе-
речном сечении тоннеля, пройденного вдоль линии простирания
плоскости изотропии (рис. П. 7.1), реализуются условия плоской
деформации, а тоннеля, пройденного вкрест линии простирания
плоскости изотропии массива (рис. П. 7.2), — условия обобщен-
ной плоской деформации.

4.	Расчет обделки проводится на основании оценки наиболее
неблагоприятного напряженного состояния в каждом нормальном
(радиальном) сечении обделки из возможных при любых сочета-
ниях одновременно действующих на обделку волн сжатия-растя-
жения и волн сдвига и любых их направлениях в плоскости попе-
речного сечения сооружения.

5.	Оценка наиболее неблагоприятного состояния в каждом нор-
мальном (радиальном) сечении проводится путем отыскания эк-
стремальных значений нормальных тангенциальных напряжений
в данном сечении и соответствующих им направлений распрост-
ранения и сочетаний действия волн сжатия-растяжения и сдвига.

6.	Напряженное состояние обделки тоннеля, пройденного вдоль
линии простирания плоскости изотропии, от действия длинных
произвольно направленных в плоскости поперечного сечения волн
сжатия-растяжения (продольных волн) и сдвига (поперечных волн)
определяют на основании решения квазистатической контактной
задачи теории упругости для кольца, подкрепляющего вырез в
линейно-деформируемой транспортной среде с другими дефор-
мационными характеристиками и работающего совместно с окру-
жающей средой в соответствии с расчетной схемой (рис. П. 7.3).
Рис, 11,7,1, Расчетная схема

Рис, П. 7,2, Расчетная схема
Рис. П. 7.3. Расчетная схема

Напряженное состояние на «бесконечности» принимают соглас-
но п. 3.14 при распространении сейсмических волн в направле-
нии QXt в виде

«X = ±	(cos2 0 + sin2 Р + Xе sin 2p) + K51z sin 2p|;

°” °± ykc bmaxK p (sin215+cos2 p sin 2p)+sin 2p};

<'г - ±^kc {^таЛ • °’5(^г| - l)sm2P + VSy cos2p|.

При распространении сейсмических волн в направлении ОУ в
виде

о: = ±^уЛЛтах^х;

< = ±Zb.Y^maxrxz;

Z7C

30 =+ —V Xе •
xz — 2^. ‘^c^maxK p'^xz9
7.	Напряженное состояние обделки тоннеля, пройденного вкрест
линии простирания плоскости изотропии, от действия длинных в
плоскости поперечного сечения и вдоль оси тоннеля волн сжа-
тия-растяжения (продольных волн) и сдвига (поперечных волн)
определяют на основании решения квазистатической контактной
задачи теории упругости для кольца, подкрепляющего вырез в
линейно-деформируемой транспортной среде с другими дефор-
мационными характеристиками и работающего совместно с окру-
жающей средой в соответствии с расчетной схемой (рис. П. 7.4).

Напряженное состояние на «бесконечности» принимают соглас-
но п. 3.14 настоящего Руководства при распространении сейсми-
ческих волн в направлении в виде

°z = ± V’Y^femaxH’ (sin2 0 + cos2 0 - sin 20) + 2р
2л L '	'	.

т	т	т

«у = ^^-ykcKc Vp; Ту = ± — ykcVsv sinр; т* = ± — ykcVsv cosp
л 2л ?	2л	2л

Т*Х1 = ±^7Ио,5*тахНЦ, - l)sin2р + ZS(/cos2p
2л L	'	'

и при распространении сейсмических волн в направлении ОУ в
виде

^y=±^ykcVp,
л 2л

= ±^-ikcvSy-т^у = ±^ykcvSH-,
у 2л	л 2л

2л

8.	Экстремальные значения напряжений ое определяют на ос-
новании численных расчетов для каждого нормального (радиально-
Рис. П.7.4. Расчетная схема

го) сечения обделки через определенный интервал угла 0 и рас-
сматривают различные сочетания:

оа = су 4- оа ;

”1	6(СЖ)	Й(СДВ)

^2 %ж> %ав»>

где о. ст — соответственно нормальные тангенциальные на-
в<сж) «(сав)	г

пряжения в данном сечении обделки от действия волны сжатия и
волны сдвига (при распространении волн в направлении варь-
ируются значения угла а).

В результате таких расчетов (в качестве ой принимают их выра-
жения на внешнем и внутреннем контуре поперечного сечения
обделки) получают четыре значения напряжений о в каждом сече-
нии. Затем для каждого сечения конструкции определяют сочета-
ния действия волн о, и о2, которые соответствуют наибольшим
сжимающим (отрицательным) и наибольшим растягивающим (по-
ложительным) напряжениям ое.

9.	Расчетные усилия для проверки прочности сечений обделок
определяют аналогично указаниям пп. 11-14 приложения 5.

10.	Пример расчета.

На рис. П. 7.5. приведены эпюры сейсмического контактного
давления о. на жесткую недеформируемую обделку (Е = =») тон.
неля, пройденного по простиранию пород в транстропном масси-
ве (£,=1,074 104 МПа, £2=0,523 104 МПа; (72=0,120 104 МПа,
v,=0,413, v2=0,198, ср = 60°; сплошная линия) и изотропном масси-
ве (£=0,523 Ю4 МПа; v = 0,2; штриховая линия) при распростра-
нении волн сжатия-растяжения Vp в направлении вкрест прости-
рания плоскости изотропии с интенсивностью в 9 баллов (£с=0,1;
у=2,5 т/м, £0=0,5 с), на рис. П.7.6 — эпюры ог от волн сдвига V
(<р=30°; £=(£,+£2)/2, v =0,2). Значения напряжений ог представ-
лены в долях от значения <л/о), равного (Т/2л)укс И (при ср = 0).
Рис. П.7.7 содержит эпюры напряжения о. от совместного воздей-
ствия волн И и И5Г Как видно, сейсмическое давление на обделку
в анизотропном массиве существенно отличается от случая изот-
ропного массива.

На рис. П. 7.8 показаны эпюры сейсмического контактного
давления о. (в долях от ол,0) = (Т/2л)уксУр (при ср = 0) на жесткую
обделку тоннеля кругового сечения, пройденного вкрест прости-

рания плоскости изотропии от волн растяжения-сжатия, распрос-
траняемых горизонтально вдоль плоскости изотропии, при раз-
ных углах наклона плоскости изотропии (кривая 1 — при ф = 0; 2
— при ф=30°; 3 — при ф = 60°; 4 — при ф = 90°). Расчеты проведе-
ны для тех же исходных данных, что и для тоннеля, пройденного
по плоскости простирания изотропии массива. Кривая 4 (ф = 90°)
по существу соответствует случаю изотропного массива. Как вид-
но, и в случае для тоннеля, пройденного вкрест линии простира-
ния плоскости изотропии пород, влияние анизотропии массива
на величину и распределение сейсмического давления на обделку
существенное.
ПРИЛОЖЕНИЕ 8

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОБДЕЛОК ТОННЕЛЕЙ
ПРОИЗВОЛЬНОГО ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ С УЧЕТОМ
УКРЕПИТЕЛЬНОЙ ЦЕМЕНТАЦИИ ПОРОД

1.	Обделка тоннеля и зона цементации рассматриваются как
двуслойное кольцо, подкрепляющее отверстие произвольной фор-
мы (с одной осью симметрии) в линейно-деформируемой среде,
моделирующей массив пород.

2.	Расчет состоит в определении наиболее неблагоприятного
напряженного состояния обделки при различных сочетаниях со-
вместного действия длинных сейсмических волн сжатия-растяже-
ния (продольных) и сдвига (поперечных) любого направления в
плоскости поперечного сечения тоннеля.

3.	Напряженное состояние обделки о(р) от действия длинной,
падающей под произвольным углом а к вертикали продольной
волны определяется на основании решения плоской квазистати-
ческой контактной задачи теории упругости, расчетная схема ко-
торой приведена на рис. П. 8.1.

Напряженное состояние обделки o(s) от действия длинной, па-
дающей под произвольным углом а поперечной волны определя-
ется на основании решения плоской квазистатической контакт-
ной задачи, расчетная схема которой приведена на рис. П. 8.2.

Напряжения на бесконечности, моделирующие действие длин-
ных продольных и поперечных волн, определяются согласно п.
3.13 Руководства.

Среда 50, моделирующая массив пород, имеет деформацион-
ные характеристики £0, v0 (соответственно модуль деформации и
коэффициент Пуассона); наружный слой кольца 5, толщиной А, с
Деформационными характеристиками Ех, v, моделирует зону ук-
репительной цементации; внутренний слой кольца S2 толщиной
А2 с характеристиками Е2, v2 — обделку тоннеля. Среда и слои
кольца работают как единая деформируемая система, т.е. на ли-
ниях контакта £0, Lx выполняются условия непрерывности векто-
ров напряжений и смешений. Внутренний контур L2 свободен от
Действия внешних сил.
Рис. П.8.1. Расчетная схема для определения напря-
женного состояния обделки от действия длинной про-
дольной волны

Рис. П.8.2. Расчетная схема для определения напря-
женного состояния обделки от действия длинной по-
перечной волны
4.	Определение максимальных напряжений о0 от сейсмических
воздействий производится для каждой точки внутреннего контура
поперечного сечения обделки путем исследования на экстремум
по углу а падения волн выражений

°oi = °ер) + Q0S); °02 = °0Р) - °05),

характеризующих напряженное состояние обделки от совместно-
го действия одновременно приходящих (худший случай) продоль-
ных и поперечных волн.

Из решения для каждой точки уравнений

da0| _ q. до02 _ g
да ’ да

определяются то сочетание действия волн (о01 или о02) и тот угол
их падения а, при которых нормальные тангенциальные напря-
жения на внутреннем контуре максимальны по абсолютной вели-
чине, а затем и величины максимальных напряжений, что дает
возможность аналитического построения огибающих эпюр нор-
мальных тангенциальных напряжений.

5.	Нормальные тангенциальные напряжения в точках внешне-
го контура обделки и усилия — изгибающие моменты М и про-
дольные силы N в каждом нормальном сечении обделки опреде-
ляются именно при тех сочетаниях действия волн данного сече-
ния и при тех их направлениях, при которых для данного сечения
получены максимальные по абсолютной величине напряжения о0
на внутреннем контуре.

6.	Величины усилий М и N, соответствующие максимальным
по абсолютной величине напряжениям о0, принимаются со знака-
ми «+» и «—» и суммируются с усилиями от статических нагрузок,
после чего производится проверка прочности сечений на сжатие и
на растяжение.

7.	Если обделка не прианкерена к породе и проектируется с
Допущением образования трещин, то действие продольных волн в
Фазе растяжения из рассмотрения исключается, и расчет произво-
дится на основании построения двух огибающих эпюр нормаль-
ных тангециальных напряжений — по максимальным значениям
сжимающих и растягивающих напряжений от поперечных волн и
продольных волн в фазе сжатия. При этом в результате получают-
ся по две различные эпюры расчетных усилий — для проверки
прочности сечения на сжатие и на растяжение, которые также
суммируются с усилиями от статических нагрузок.

8.	Суммирование усилий от статических нагрузок и сейсмичес-
ких воздействий землетрясений производится в их наиболее не-
благоприятном сочетании, т.е. отдельно суммируются усилия, со-
ответствующие сжимающим (отрицательным) и отдельно — рас-
тягивающим (положительным) нормальным тангенциальным на-
пряжениям в каждом сечении обделки.

9.	Изложенная методика позволяет также производить расчет
двуслойных обделок произвольного сечения. При этом кольца
и S2 моделируют слои обделки, наиболее неблагоприятное напря-
женное состояние которых определяется на основе огибающих
эпюр нормальных тангенциальных напряжений о0 на внутренних
контурах поперечного сечения каждого из слоев.

10.	Примеры расчета обделки с учетом укрепительной цемен-
тации пород и двуслойной обделки тоннеля некругового попереч-

ного сечения.

Пример 1. Форма и разме-
ры поперечного сечения об-
делки приведены на рис. П.
8.3.

Исходные данные:

£0 = 3000 МПа; v0 = 0,3;

£, = 4500 МПа; v, = 0,3;

£2 = 20000 МПа; v2 = 0,2;

Д, = 6,0 м; Д2 — 0,4 м;

у = 23 кН/м3; А = 0,4;

Kt = 0,25; Го = 0,5 с.

Результаты расчета пред-
ставлены на рис. П. 8.4, где

Рис. П.8.3. Расчетная схема	СПЛОШНЫМИ ЛИНИЯМИ ПОКЭ-

заны эпюры усилий М, кН м
и N, кН, соответствующих максимальным сжимающим, а штри-
ховыми линиями — максимальным растягивающим нормальным
тангенциальным напряжениям в обделке.
-1131

Рис. П.8.4. Расчетные эпюры усилий в сечениях обделки

Приведенные на рис. П. 8.4 эпюры используются при проекти-
ровании обделки тоннеля с допущением образования трещин. Если
трещины в обделке не допускаются, то для проверки прочности
сечений на сжатие и на растяжение используются эпюры усилий,
соответствующие максимальным сжимающим напряжениям
(сплошные линии), взятые со знаками «—» и «+».

Пример 2. Форма и размеры поперечного сечения двуслойной
обделки приведены на рис. П. 8.5.

Материал внутреннего слоя обделки — сталь, внешнего — бе-
тон. Обделка прианкерена к массиву пород.

Расчет двуслойной обделки произведен согласно п. 9 при сле-
дующих исходных данных:

Ео = 300 МПа; v0 = 0,27;

£, = 33000 МПа; v, = 0,15;
Рис. П.8.5. Поперечное сечение двуслойной об-
делки

Е3 = 200000 МПа; v2 = 0,25;

А, = 0,30 м; Д2 = 0,01 м;

у = 21,8 кН/м3; А = 0,4;

= 0,25;	То = 0,5 с.

Рис. П.8.6. Эпюры максимальных нормальных танген-
циальных напряжений МПа, в стальной оболочке:
а — на внутреннем контуре; б — на внешнем контуре
3,76 2,65

Рис. П.8.7. Эпюры максимальных нормальных танген-
циальных напряжений МПа, в бетонном слое:
а — на внутреннем контуре; б — на внешнем контуре

На рис. П. 8.6, П. 8.7 представлены расчетные эпюры макси-
мальных нормальных тангенциальных напряжений ов, МПа, ко-
торые могут возникать в стальной оболочке (рис. П. 8.6) и бетон-
ном слое (рис. П. 8.7).

Для проверки прочности обделки на сжатие и на растяжение
напряжений показанные на рис. П. 8.6 и П. 8.7 сплошной линией
принимаются со знаками «+» и «—» и суммируются с напряжени-
ями от статических видов нагрузок.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА МНОГОСЛОЙНЫХ ОБДЕЛОК
КОМПЛЕКСА ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ КРУГОВЫХ ТОННЕЛЕЙ

1.	Многослойные обделки моделируются концентрическими
кольцами, состоящими из слоев 5z, т (z—1, пт — количество
слоев в обделке m-го тоннеля; /и=1, N\ N — число тоннелей) с
внутренними радиусами Rjm из материалов с деформационными
характеристиками Ejm, vjm (z—1,пт, m=l,N) и деформируют-
ся вместе с окружающей средой So, моделирующей массив пород,
имеющей характеристики Ео, vo.

2.	Расчет параллельных круговых тоннелей на сейсмические
воздействия состоит в определении наиболее неблагоприятного
напряженного состояния в каждом радиальном сечении каждого
слоя каждой из конструкций при различных сочетаниях совмест-
ного действия длинных сейсмических волн сжатия-растяжения
(продольных) и сдвига (поперечных) любого направления в плос-
кости поперечного сечения комплекса тоннелей.

3.	Расчет производится на основе решения двух плоских квази-
статических контактных задач теории упругости для среды 50, ос-
лабленной конечным числом N круговых отверстий радиусами 7^ т
с центрами, расположенными в точках Zm (w=l, ..., N), подкреп-
ленных кольцами Sim (z—1, ..., лт; т=1, ..., N) моделирующими
слои обделок. Среда 50 испытывает на бесконечности направлен-
ные под произвольным углом а к горизонтали двухосное сжатие и
чистый сдвиг напряжения, моделирующие соответственно действие
длинных продольной и поперечной волн.

Расчетные схемы приведены на рис. П.9.1 и П.9.2.

Напряжения на бесконечности определяются согласно п. 3.13
Руководства.

Из решения первой задачи (см. рис. П.9.1) определяются на-
пряжения с^рИ' 'п) в слоях обделок, вызываемые действием длин-
ной продольной волны; из решения второй задачи (см. рис. П.9-2)
262
Рис. П.9.1. Расчетная схема для определения напряженного состояния при действии
длинных продольных сейсмических волн

Рис. П.9.2. Расчетная схема для определения напряженного состояния при действии
длинных поперечных сейсмических волн
— напряжения а*/’*''"'* в слоях обделок при действии длинной по-
перечной волны.

4.	Сумма и разность общих выражений для нормальных тан-
генциальных напряжений

— (/,W) _(p)(/,w) , __($)(/,m).
°0I “	+ °0 >

°02 ~ °0	“ °0	?

характеризующие напряженное состояние внутреннего контура /-го
слоя m-й обделки (7=1, и/п; ..., N) при совместном дей-
ствии одновременно приходящих (худший случай) продольных и
поперечных волн в каждой точке внутреннего контура каждого
слоя каждой из конструкций, исследуются на экстремум по углу
падения волн а путем решения уравнений

до<\т) п да{‘2т} п '

—-— = 0; —-— = 0 (/=1, п ; /и=1, ..., N),
да	да	’

определяются то сочетание одновременно приходящих волн
разного характера (a^’w) или <j(^w) и тот угол их падения а, при
которых нормальные тангенциальные напряжения в данном сече-
нии максимальны по абсолютной величине, а затем и величины
максимальных напряжений, т.е. для каждого слоя строится огиба-
ющая эпюр нормальных тангенциальных напряжений.

5.	Напряжения он на внешних контурах поперечного сечения
слоя обделок определяются при том сочетании и направлении волн,
при которых в соответствующих точках внутреннего контура слоя
возникают максимальные нормальные тангенциальные напряже-
ния о0.

6.	Полученные напряжения ввиду знакопеременности воздей-
ствий берутся со знаками «+» и «—» и суммируются с напряжени-
ями от других видов действующих нагрузок.

7.	Если обделки не прианкерены к породе и проектируются с
допущением образования трещин, то действие продольной волны
264
Рис. П.9.3. Расчетная схема

в фазе растяжения из рассмотрения исключается и строятся две
огибающие — по максимальным значениям сжимающих и растя-
гивающих нормальных тангенциальных напряжений, возникаю-
щих от совместного действия поперечных волн и продольных волн
в фазе сжатия. Это приводит к получению двух различных расчет-
ных эпюр напряжений в слоях обделок.

8.	Проверка прочности сечений слоев обделок на сжатие и на
растяжение производится путем сравнения суммарных расчетных
сжимающих и растягивающих нормальных тангенциальных на-
пряжений от статических нагрузок и сейсмических воздействий
соответственно с расчетными сопротивлениями материалов слоев
сжатию и растяжению.

9.	Пример расчета.

Требуется произвести расчет обделок из железобетона двух оди-
наковых параллельных круговых тоннелей. Расчетная схема изоб-
ражена на рис. П. 9.3.

Исходные данные:

£0 = 3000 МПа;	v0 = 0,27;	£,=£, ,=33000 МПа;

v,л = V, 2 = 0,2;	у = 2,18 т/м3;	АК=0,1; То = 0,5 с;

Ву, = Rq , = 2,75 м; £, j =	2 = 2,55 м; I = 11 м.

Результаты расчета для обделки левого тоннеля представлены
На рис. П. 9.4, где сплошными линиями показаны эпюры усилий
Ч кН ми N, кН, соответствующих максимальным сжимающим,
а Штриховыми линиями — максимальным растягивающим нор-
мальным тангенциальным напряжениям в обделке.
-25,1

Рис. П.9.4. Расчетные эпюры усилий в сечениях обделки ле-
вого тоннеля

Приведенные на рис. П. 9.4 эпюры усилий используются при
проектировании обделок тоннелей с допущением образования
трещин. Если трещины в обделке не допускаются, то для провер-
ки прочности сечений на сжатие и на растяжение используются
эпюры усилий, соответствующие максимальным сжимающим на-
пряжениям (сплошные линии), взятые со знаками «—» и «+».
МЕТОДИКА РАСЧЕТА АНКЕРНОЙ КРЕПИ

НА СЕЙСМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ

1.	Рекомендуемая методика предназначена для расчета анкер-
ной крепи замкового типа выработок круглого сечения.

2.	Анкерная крепь рассчитывается как элемент единой дефор-
мируемой системы «крепь-массив» с учетом взаимного влияния
анкеров.

3.	Анкерная крепь рассматривается как система произвольного
числа п стержней с параметрами /а, га, Еа(1а — длина анкера; га —
радиус поперечного сечения анкера; Еа — модуль упругости мате-
риала анкера), радиально расположенных в массиве пород вокруг
выработки круглого сечения, характеризуемом модулем деформа-
ции £0 и коэффициентом Пуассона v0.

4.	Расчет анкерной крепи на сейсмические воздействия земле-
трясений заключается в определении максимальных продольных
сил Nf в анкерных стержнях при различных сочетаниях совокуп-
ного действия одновременно проходящих (худший случай) длин-
ных продольных и поперечных сейсмических волн, распространя-
ющихся в любом направлении в плоскости поперечного сечения
выработки.

5.	Для определения сил в анкерных стержнях от действия длин-
ной продольной волны, падающей под произвольным углом а от-
носительно горизонтали, используется решение плоской квази-
статической контактной задачи теории упругости, расчетная схе-
ма которой показана на рис. П. 10.1.

6.	Для определения продольных сил в анкерных стержнях от
действия длинной поперечной волны, падающей под произволь-
ным углом а к горизонтали, используется решение плоской ква-
зистатической контактной задачи теории упругости, расчетная схе-
ма которой показана на рис. П. 10.2.

7.	В качестве расчетного принимается максимальное растяги-
вающее усилие в анкерном стержне при одновременном действии
продолной и поперечной сейсмических волн.
Рис. П.10.1. Расчетная схема для определения про-
дольных сил в анкерных стержнях от действия длин-
ной продольной волны

Рис. П.10.2. Расчетная схема для определения про-
дольных сил в анкерных стержнях от действия длин-
ной поперечной волны
Рис. П.10.3. Эпюра распределения продольных сил (кН)
в анкерных стержнях от совместного действия про-
дольной (Р) и поперечной (S) сейсмических волн

При заведомо неизвестном направлении сейсмических волн
максимальное растягивающее усилие рассматривается как равно-
вероятное для всех анкерных стержней и суммируется с усилиями
от действия собственного веса массива пород.

8.	Пример расчета анкерной крепи на сейсмические воздействия.

Исходные данные:

л=18; 1 = 3,0 и; г = 1,5 10 2 м; 71 = 0,5 с;

£=2,1 105 МПа; г, = 3,0 м (г, — радиус выработки);

£0 =0,6 104 МПа; vo=O,24; расчетная сейсмичность — 8 баллов.

На рис. П.10.3 показана эпюра распределения усилий в анке-
рах от воздействия продольной (£) в фазе растяжения и попереч-
ной (5) сейсмических волн. Направление сейсмических волн со-
впадает с осью Y.

Отсюда, при заведомо неизвестном направлении сейсмических
волн, расчетная максимальная продольная сила Л* как равноверо-
ятная для всех анкеров составит ?Л=1,9 кН.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА НАБРЫЗГБЕТОННОЙ КРЕПИ
НА СЕЙСМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ

1.	Набрызгбетонная крепь рассчитывается как тонкое покры-
тие из другого материала, повторяющее форму поверхности выра-
ботки и составляющее с окружающим массивом пород единую
деформируемую систему.

2.	Набрызгбетонная крепь рассматривается как кольцо задан-
ной (проектной) толщины и конфигурации, имеющее неровнос-
ти, апроксимируемые гипотрохоидальной кривой, параметры ко-
торой — число неровностей п и амплитуда неровностей 6 (среднее
отклонение от проектного гладкого контура) задаются на основе
статистической обработки данных натурных измерений. При от-
сутствии таких данных число неровностей определяется как поло-
вина отношения длины контура поперечного сечения выработки
к расстоянию между контурными шпурами’. В этом случае ампли-
туда неровностей принимается как половина допустимой нормы
перебора.

Примечание. Ограничением для применения методики расчета является вы-

(л - 1)б

полнение условия ---<1, где R — средний радиус выработки.

R

3.	Расчет набрызгбетонной крепи на сейсмические воздействия
землетрясений состоит в определении для каждой точки внутрен-
ней поверхности конструкции максимальных по абсолютной ве-
личине нормальных тангенциальных напряжений ив из возмож-
ных при различных сочетаниях совместного действия длинных
продольных и поперечных волн, распространяющихся в любом
направлении в плоскости поперечного сечения выработки.

4.	Для определения напряжений в крепи от действия длинной,
падающей под произвольным углом а к оси симметрии выработки

' Методические рекомендации по расчету временной крепи тоннельных выра-
боток / Всесоюзный научно-исследовательский институт транспортного строи-
тельства. М., 1984.
продольной волны а00 используется решение плоской квазистати-
ческой контактной задачи теории упругости, расчетная схема ко-
торой приведена на рис. П. 11.1.

Кольцо моделирующее крепь, материал которого имеет де-
формационные характеристики Ev v, (соответственно модуль де-
формации и коэффициент Пуассона набрызгбетона), деформиру-
ется совместно со средой 50, моделирующей массив пород, имею-
щей характеристики Ей, v0, т.е. на линии контакта Zo соблюдаются
условия непрерывности векторов напряжений и смещений. Внут-
ренний контур кольца свободен от действия внешних сил.

Напряжения на бесконечности принимаются согласно п. 3.13
Руководства.

5.	Для определения напряжений в крепи от действия длинной
падающей под произвольным углом а к оси симметрии выработки
поперечной волны о(5) используется решение плоской квазистати-
ческой контактной задачи теории упругости, расчетная схема ко-
торой приведена на рис. П.11.2.

Касательные напряжения на бесконечности определяются со-
гласно п.3.13 Руководства.

6.	Определение максимальных напряжений о9 от сейсмических
воздействий производится для каждой точки внутреннего контура
путем исследования на экстремум по углу падения волн а выраже-
ний

°ei = ое₽> + °е5); °н2 = °еР> ~ °е5>,

характеризующих напряжения от совместного действия одновре-
менно приходящих (худший случай) продольных и поперечных
волн.

Из решений уравнений

дОщ _ 0. дае2 _ g
да ' да

для каждой точки определяются то сочетание действия волн (ае1
или ое2) и тот угол их падения а, при которых нормальные танген-
циальные напряжения ае в данной точке максимальны по абсо-
лютной величине, а затем и величины максимальных напряже-
ний, т.е. строится огибающая эпюр напряжений ое при любых
сочетаниях и направлениях продольных и поперечных волн.
Рис. П.1 L1. Расчетная схема для определения на-
пряженного состояния крепи от действия длинной
произвольно направленной продольной волны

Рис. П.11.2. Расчетная схема для определения на-
пряженного состояния крепи от действия длинной
произвольно направленной поперечной волны
7.	Нормальные тангенциальные напряжения о0 в точках внеш-
ней поверхности крепи и усилия — изгибающие моменты М и
продольные силы N в каждом сечении крепи определяются имен-
но при тех сочетаниях и направлениях действия волн разного ха-
рактера, при которых для данного сечения получены максималь-
ные по абсолютной величине напряжения ое.

8.	Найденные усилия Ми N, соответствующие максимальным
по абсолютной величине напряжениям ое на внутреннем контуре,
принимаются со знаками «+» и «—» и суммируются с усилиями от
статических нагрузок.

9.	Для проверки прочности сечения крепи на сжатие и на рас-
тяжение используются суммарные усилия в их наиболее небла-

гоприятном сочетании, т.е. в каждом сечении крепи отдельно сумми

руются усилия, соответствующие
наибольшим сжимающим (отри-
цательным) и растягивающим
(положительным) нормальным
тангенциальным напряжениям
о0 на внутреннем контуре.

Допускается производить
проверку прочности крепи путем
сравнения суммарных сжимаю-
щих и растягивающих нормаль-
ных тангенциальных напряже-
ний он от статических нагрузок
и сейсмических воздействий со-
ответственно с величинами рас-
четных сопротивлений набрызг-
бетона сжатию и растяжению.

10.	Для постоянной набрызг-
бетонной крепи с целью учета
случайного характера распреде-
ления неровностей поверхнос-
ти выработки следует выполнить
все описанные расчеты как при
положительном значении амп-
литуды неровностей 6 (соответ-
ствующем наличию впадины в
верхней точке свода), так и при
отрицательном значении 6 (со-
ответствующем наличию высту-
па в нижней точке).

Рис. П.11.3. Проектный внутренний кон-
тур поперечного сечения крепи
Рис. П.11.4. Эпюры максимальных по абсолютной величине на-
пряжений ае, МПа, на внутреннем контуре поперечного сечения
крепи

11.	Пример расчета.

Проектный внутренний контур поперечного сечения набрызг-
бетонной крепи толщиной 6 = 5 см изображен на рис. П.11.3.

Исходные данные для расчета;

и=10; 6=6,5 см; £'=23500 МПа; v =0,15; £0=11750 МПа;

vo=O,2; у=25 кН/м3; ЛЛГ=0,05; То=О,5 с.

Рис. П.11.5. Расчетная эпюра максимальных напря-
жений МПа
Согласно п.10 расчеты производились при значениях амплиту-
ды неровностей 6=6,5 см, 6=—6,5 см и для сравнения — при 8=0
(без учета неровностей).

Эпюры максимальных по абсолютной величине нормальных
тангенциальных напряжений ов на внутреннем контуре попереч-
ного сечения крепи даны в развертке на рис. П.11.4: сплошная
линия — при 8=6,5 см, штриховая — при 8 = —6,5 см. Номера
сечений на рис. П.11.4 соответствуют показанным на рис. П.11.3.

Эпюра расчетных напряжений ое, МПа, на внутреннем конту-
ре поперечного сечения постоянной крепи (огибающая эпюр, по-
лученных при 6=6,5 см и 6 = —6,5 см) показана на рис. П.11.5
сплошной линией; без учета неровностей поверхности выработки
(при 6=0) — штриховой линией.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТОННЕЛЕЙ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ

1.	Основные положения

1.1.	Методика предназначена для расчета тоннелей метрополи-
тена мелкого заложения, сооружаемых как закрытым, так и от-
крытым способами работ, а также горных транспортных тоннелей
на участках мелкого заложения на сейсмические воздействия зем-
летрясений.

1.2.	Область применения методики характеризуется следующи-
ми условиями:

а)	длина рассчитываемого тоннеля превосходит его попереч-
ные размеры не менее чем в 5 раз;

б)	глубина заложения тоннеля (до верха конструкции) не пре-
восходит трехкратный наибольший размер его поперечного сече-
ния;

в)	рассчитываемое поперечное сечение тоннеля прилегает к
тектоническим трещинам не ближе пяти его наибольших попе-
речных размеров.

1.3.	Расчет тоннельных конструкций производят на действие
инерционных сил от масс грунта и собственного веса конструк-
ции на базе спектрального метода определения сейсмических на-
грузок, т.е. на основе определения собственных значений форм
колебаний с последующим определением максимально возмож-
ных для каждой формы сейсмических нагрузок и поочередным
статическим расчетом на них, завершая суперпозицией напряжен-
но-деформируемых состояний.

1.4.	Обделку рассчитывают на сейсмические нагрузки, действу-
ющие в плоскости ее поперечного сечения.

1.5.	В качестве численного метода расчета используется метод
конечных элементов.

1.6.	Расчетные эпюры усилий в элементах обделки от сейсми-
ческого воздействия суммируются с усилиями от других видов дей-
ствующих нагрузок.
2.	Построение конечно-элементной модели

2.1.	Совокупность тоннельной обделки, окружающего грунто-
вого массива и дневной поверхности, представленных набором
конечных элементов, служит моделью рассчитываемого сооруже-
ния.

2.2.	Модель работает в условиях плоской деформации.

2.3.	Обделка представляется набором элементов, работающих в
упругой стадии и моделирующих ее геометрические и конструк-
тивные решения и физико-механические свойства.

2.4.	Массив грунта моделируется областями линейно-деформи-
руемой, упругой, изотропной среды, физико-механические свой-
ства которой характеризуются средними для каждой области ве-
личинами модуля упругости, коэффициента Пуассона и объемной
массы (грунтовый массив представляется в виде регулярной сетки
конечных элементов).

2.5.	Расчет производится в рамках гипотезы взаимовлияюших
деформаций, т.е. сохранением жесткого контакта между массивом
грунта и обделкой по всему ее периметру.

2.6.	На границе модели следует учитывать ее взаимодействие с
грунтовым массивом, задавая соответствующие упругие связи в
узлах модели (упругий отпор).

2.7.	Инерционные свойства обделки и грунтового массива за-
даются величинами масс, сосредоточенных в узлах элементов (ко-
нечных элементов).

2.8.	Размеры и расположение элементов, моделирующих об-
делку, задаются, исходя из требуемой точности и подробности эпюр
усилий.

2.9.	Удаление границы модели от обделки, степень дискретиза-
ции модели и количество учитываемых форм колебаний задаются
согласно пп. 2.10; 2.11; 3.6 настоящего приложения. Под степе-
нью дискретизации понимается число конечных элементов в выб-
ранном направлении, моделирующих грунтовую среду, приходя-
щуюся на единицу длины модели.

2.10.	Границы модели следует удалять от ближайшего элемента
конструкции на величину не менее 6 НИ, где h — наибольший
поперечный размер сооружения или расстояние между крайними
элементами крайних сооружений (в случае рядом расположенных
сооружений); Н — глубина заложения тоннеля (до верха конст-
рукции).
2.11.	Размеры элементов, моделирующих грунтовый массив, в
направлении от конструкции к границе модели не должны быть
больше 4 — 6 м и не более чем в 5 раз превышать размеры элемен-
тов, моделирующих обделку.

3.	Определение нагрузок

3.1.	Расчетная сейсмическая нагрузка SjkJ в направлении J, при-
ложенная к точке К и соответствующая /-му тону собственных
колебаний системы «обделка-грунт» определяется по формуле

S... = K.K,Sn.,	(1)

где К{ = 0,25 — коэффициент, учитывающий допускаемое повреж-
дение обделки, в соответствии со СНиП П-7-81;

— коэффициент, учитывающий конструктивные решения
тоннелей метрополитенов (при отсутствии данных К2= 1);

SOjk — значение сейсмической нагрузки для /-го тона собствен-
ных колебаний системы «обделка-грунт», определяемое в предпо-
ложении ее упругого деформирования по формуле

где Qk — вес, отнесенный к точке К;

А — коэффициент, значение которого следует принимать рав-
ным 0,1; 0,2; 0,4 соответственно для расчетной сейсмостойкости
7, 8, 9 баллов. Расчетная сейсмостойкость определяется в соответ-
ствии с табл. 1.1 Руководства;

Р( — коэффициент динамичности, соответствующий /-му тону
собственных колебаний подземных сооружений, принимаемый
согласно п. 3.2 настоящего приложения;

к — коэффициент, учитывающий диссипативные характерис-
тики конструкции (при отсутствии данных ку = 1);

т] — коэффициент, зависящий от места расположения и на-
правления сейсмической нагрузки j и от формы деформации сис-
темы «обделка-грунт» при ее собственных колебаниях по /-му тону,
определяемый по п. 3.3 настоящего приложения.

3.2.	Коэффициент динамичности Р(. определяется по формуле
(3) или по графику рис. П.12.1 в зависимости от периодов соб-
от периодов собственных колебаний Т.

ственных колебаний Т системы «обделка-грунт» по z-му тону;



(3)

Во всех случаях значения 0. должны приниматься не более 1,6
и не менее 0,8.

3.3.	Значение коэффициента т)д следует определять по формуле

(4)

где ujkj. — проекция перемещений точек К по трем (/=1,2,3) взаим-
но ортогональным направлениям;

cos^y.,M0j — косинусы углов между направлениями вектора
й0 сейсмического воздействия, определяемого согласно п. 3.4, и
перемещений ulkJ.

3.4.	При расчете прочности обделок по двумерной схеме следу-
ет раздельно учитывать горизонтальное (поперек оси тоннеля) и
вертикальное сейсмическое воздействие.
3.5.	Периоды собственных колебаний Г системы «обделка-грунт»
и коэффициенты r\ikj определяются из решения задачи на собствен-
ные значения

(К-ХМ) Ф = О,

где К — матрица жесткости системы;

М — матрица масс;

Ф — матрица собственных векторов w(jy;

К — диагональная матрица квадратов собственных частот со ко-
лебаний системы

3.6.	При расчете тоннелей по двумерной схеме усилия в эле-
ментах конструкции следует определять с учетом не менее пяти
форм собственных колебаний.

3.7.	Расчетные значения усилий и напряжений в конструкциях
от сейсмической нагрузки при условии статического действия ее
на сооружение следует определять по формуле

V /-1

где TV. — значения усилий или напряжений в рассматриваемом
сечении, вызываемых сейсмическими нагрузками, соответствую-
щими /-й форме колебаний;

п — число учитываемых форм колебаний.

4.	Порядок выполнения расчетов

4.1.	Построение конечно-элементной модели тоннеля в грун-
товой среде:

а)	моделирование тоннельной обделки;

б)	моделирование грунтовой среды — назначение размеров
модели и степени ее дискретизации согласно пп. 2.10, 2.11 насто-
ящего приложения.

4.2.	Назначение количества учитываемых форм собственных
колебаний по п. 3.6.
4.3.	Определение собственных частот (периодов) и форм коле-
баний.

4.4.	Задание параметров, входящих в формулы (1) и (2).

4.5.	Определение сейсмических нагрузок по каждой форме соб-
ственных колебаний.

4.6.	Поочередный статический расчет на нагрузки, по каждой
форме собственных колебаний, определяемые по п. 4.5.

4.7.	Окончательное определение усилий и напряжений соглас-
но п. 3.7.

5.	Пример расчета

В настоящем примере производится расчет цельносекционной
обделки однопутного перегонного тоннеля метрополитена с глу-
биной заложения 3,0 м (до верха конструкции) на горизонтальное
сейсмическое воздействие при сейсмичности района строитель-
ства 9 баллов.

Тоннель находится в грунтах со следующими свойствами:

модуль упругости...................................£=3000	тс/м2

коэффициент Пуассона....................................v	= 0,35

объемный вес........................................у = 2,0 тс/м3

коэффициент упругого отпора.......................£=10000	тс/м3

Расчетная модель приведена на рис. П.12.2 (удаление границы мо-
дели от конструкции А=90 м), эпюры усилий — на рис. П.12.3-П.12.5.
Рис. П.12.4. Эпюра поперечных усилий (тс)
Рис, И. 12.5. Эпюра изгибающих моментов (тем)
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТОННЕЛЕЙ, РАСПОЛОЖЕННЫХ

В ВОДОНАСЫЩЕННЫХ СЫПУЧИХ И ПЛЫВУННЫХ ГРУНТАХ

1.	Расчет производится на основании решений волновой зада-
чи нелинейного взаимодействия круговой оболочки или прямоу-
гольной конструкции, составленной из пластин, с окружающей
нелинейной моделью среды, получающей большие перемещения
и разрывы и с учетом отраженных волн от конструкции и поверх-
ности земли. Расчетная схема представлена на рис. П.13.1.

2.	Обделку рассматривают как оболочку. При этом должно вы-
полняться условие: h/R s 0,1, где h — толщина оболочки, приве-
денная к прямоугольному сечению, м; R — радиус обделки, м.

3.	Слабый грунт задается нелинейной моделью среды с реаль-
ным объемным весом. Модель в процессе волнового взаимодей-
ствия получает большие смещения и разрывы по различным на-
правлениям.

4.	В качестве внешней нагрузки принимается импульс давле-
ния или бегущая волна с задаваемыми параметрами амплитуды,
периода колебаний, скорости колебания частиц среды. Фронт вол-
ны — плоский. Закон изменения давления Рп в волне может быть

Рис. П.13.1. Расчетная схема
задан любым. Направление движения фронта волны перпендику-
лярно продольной оси тоннеля и под углом к поверхности земли.
Одновременно учитываются нагрузки от горного давления (Р ).

При синусоидальном законе

Р„ = A sin— у,

где А = рСИ — амплитуда давления, зависящая от расчетной бал-
льности рассматриваемого участка тоннеля;

С — скорость волны;

V — скорость движения частиц водонасыщенной грунтовой
среды.

Статическое давление Рст складывается из вертикального, го-
ризонтального и давления от поверхностной нагрузки. Нагрузки
Рв и Рг задаются при расчете функциями Ръ(н), Рт(н], тогда

Суммарное давление

Р = Р + Р .
о г ст

5.	Колебания цилиндрической оболочки по модели Кирхгофа
— Лява в полярной системе координат

а2и _ аи/ _ (1 - у2)/?2р	.

ае ае

A2 (d4W

12А21 ае4 + ае2

+ W +FK = -

где W, V — радиальное и окружное смещение точек оболочки;

E,v — модуль упругости и коэффициент Пуассона;

р — плотность;

Р — давление в волне;

t — время.
6.	Усилия в сечениях конструкции:

. ш Eh dV ил 1 pH
2 (1 - v2)P 30 +	+ 2R \ дв j

Nt = vtf2;

„ D(d2W

M2 = — —г

R2 \ ae2

= vM2;

z> р3^ а2П

r3 \ ae2 ae2)’

12(1 - v2 — Цилиндрическая жесткость.

7.	Уравнения движения модели среды в полярных координа-
тах:

ЭИГ 1аР. зиа_____________ар.

at par ’ st pr ae ’

aP p г d / IZ x dVe
---+ — ---(г И,) +----
ar r arv ' ae

= 0; ^-(PW,

где Vr, Ve — радиальные и окружные скорости элемента модели
среды;

р0, р — начальное и текущее значения плотности среды;

В, % — постоянные;

Ро, Р — начальное и текущее значения давлений.

8.	Уравнение фронта падающей волны:

Z - Zq = (х - х0) tga;

х0 = /?sina; z^Pcosa; х = г cos0; z = г sinO.

9.	Уравнение фронта отраженной от поверхности волны:

Z- Zo =(x-x0)ctga;

(R \

-Zo---ctga.

cos a/
10.	Решение уравнений производится численными методами с
использованием конечно-разностных схем. Для интегрирования
по времени используется явная разностная схема.

11.	В результате расчета на ЭВМ получают величины смеще-
ний точек конструкции, усилия и напряжения в сечениях обдел-
ки, величины контактных давлений и давлений в окружающей
среде, места и характер разрывов среды.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЦЕЛИКОВ И ОПТИМИЗАЦИЯ
КОМПОНОВКИ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ТОННЕЛЕЙ

В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ

1.	Расчет целиков между параллельными взаимовлияющими
выработками производится в целях проверки прочности целиков
при их заданных размерах и состоит в определении коэффициен-
та запаса прочности каждого целика по формуле

(/=1,2,	(1)

где Kjt+} — коэффициент запаса прочности целика между z-й и
/+1-й выработками;

N — число выработок;

5*,'/+| — максимальные сжимающие средние вертикальные на-
пряжения в целике между /-й и /+1 -й выработками от суммарного
действия собственного веса пород и сейсмических воздействий
землетрясений;

SJjti — максимальные растягивающие (если они возникают)
средние вертикальные напряжения в целике между z-й и /+1-й
выработками от суммарного действия собственного веса пород и
сейсмических воздействий землетрясений;

[осж], ,+| — прочность породы целика между /-той и /+1-й выра-
ботками на одноосное сжатие;

[ор], ,+1 — прочность породы целика между /-той и /4-1-й выра-
ботками на одноосное растяжение.

2.	Максимальные средние вертикальные напряжения в каждом
целике (под средним напряжением понимается отношение интег-
рала от напряжений в целике к его ширине) складываются из сред-
них напряжений, вызываемых действием собственного веса пород

> ц максимальных средних напряжений о-%, которые могут
возникать в целике при различных сочетаниях и направлениях
длинных сейсмических волн сжатия-растяжения (продольных) и
сдвига (поперечных), распространяющихся в плоскости попереч-
ного сечения комплекса выработок.

3.	Для определения средних напряжений в целиках от действия
длинных, падающих под произвольным углом а к горизонтали
продольных и поперечных волн используются решения двух плос-
ких квазистатических задач теории упругости для среды, модели-
рующей массив пород, имеющей модуль деформации £0 и коэф-
фициент Пуассона v0, ослабленной конечным числом круговых
отверстий разных радиусов с центрами, произвольно расположен-
ными на одной горизонтальной прямой. Расчетные схемы приве-
дены соответственно на рис. П.14.1, П.14.2.

Напряжения на бесконечности определяются по формулам

? = -^,	(2)

2л	1 - v0	v 7

Q = ±-АКаСгТ0,

2л

где А — коэффициент, соответствующий баллу землетрясения;

Рис, П.14,1, Расчетная схема для определения напряжений от дей-
ствия произвольно направленной продольной волны
Рис. П.14.2. Расчетная схема для определения напряжений от дей-
ствия произвольно направленной поперечной волны

— коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения;

у = pg, р — плотность породы, g — ускорение свободного паде-
ния;

Ср С2 — скорости распространения длинных соответственно
продольных и поперечных сейсмических волн;

То — преобладающий период колебаний частиц породы.

Средние вертикальные напряжения в целиках от действия длин-
ных произвольно направленных продольной и поперечной волн
Sjj+i, S-511 определяются соответственно по формулам

*/+1 - Xi - R, - Л+1 Л-.{я,	lj,=0

_____________1____________

х,+1 - Xi - Ri - Ri+i

(3)

где °у>)| 0» о</)|у.0 — вертикальные напряжения в целике между
/-й, /+1 -й выработками соответственно от продольной и попереч-
ной волны.

4.	Для определения максимальных средних напряжений в це-
ликах сейсмических воздействий <5J% сумма и разность выраже-
ний (3), характеризующие напряженное состояние целиков при
совместном действии одновременно приходящих (худший случай)
произвольно направленных продольных и поперечных волн, в каж-
дом целике исследуются на экстремум по углу падения волн а, т.е.
решаются уравнения

± 5’2,] = 0; (/=1,2, ..., N- 1),
даL	J

(4)

откуда для каждого целика определяются сочетание волн и угол
их падения а, при которых средние напряжения в данном целике
максимальны по абсолютной величине, а затем находится и вели-
чина максимальных средних напряжений от сейсмических воз-
действий

5J21 = max|5;2i ±

(5)

5.	Средние напряжения в целиках от действия собственного
веса пород oj^,’ определяются из решения первой задачи (см.
рис. П.14.1) в частном случае

Р= уН:, £ = к;а = у,

(6)

где Н — глубина заложения выработок;

Л. — коэффициент бокового давления в ненарушенном массиве
пород.

6.	Максимальные сжимающие и растягивающие (если они воз-
никают) средние напряжения в целиках от собственного веса по-
род и сейсмических воздействий, используемые в соотношении
(1), определяются соответственно по формулам

Примечание. Если оба получение значения 3,/+|, а,;-,, отрицательны (в це-
лике могут возникать только сжимающие напряжения), то коэффициент запаса
прочности целика определяется по формуле

L°C Ж J,., + |

= —qn— (/=1,2, ..., N- 1).
7.	Оптимизация компоновки параллельных тоннелей в сейс-
мических районах производится на основании решения обратной
задачи поиска таких размеров целиков 512, 523, SN_iN, чтобы
выполнялись условия

A;,.+1(5L2, 523, SN_, J = С,.ж (/=1,2, ..., 7V-1)	(9)

где Cji+I — заданный коэффициент запаса прочности целика меж-
ду z-й и /+ 1-й выработками.

8.	При расчете целиков или оптимизации расстояний между
взаимовлияюшими параллельными выработками некругового по-
перечного сечения в расчетных схемах, приведенных на рис. П. 14.1
и П.14.2, радиусы круговых отверстий следует принимать равны-
ми полупролетам выработок.

Примечание. Граница области применения изложенных методик (с погрешно-
стью не более 10 %) при проектировании тоннелей некругового поперечного се-
чения приведена на рис. П.14.3, где h/d — отношение высоты выработки к ее
пролету, s/d — относительная ширина целика между выработками.

9.	Для приближенной оценки прочности целика и определения
минимального сейсмобезопасного расстояния между двумя парал-
лельными тоннелями разных размеров используются номограммы
(рис. П.14.4).

Приведенные зависимости относительных величин средних на-
пряжений, вызываемых собственным весом пород б'7 Н) = 5(',Н)/у Н

Рис. П.14.3. Область применения разработанных ме-
тодик при проектировании тоннелей некругового попе-
речного сечения
1,0	2,0	3,0	4,0 LJR2

Рис, П.14,4. Зависимость средних напряжений между
двумя выработками от относительного расстояния
между центрами:

а — при действии собственного веса пород; б — при
сейсмических воздействиях

(см. рис. П. 14.4а) и сейсмическими воздействиями б<с)* = б(с)/Р
(рис. П. 14.46), от относительного расстояния между центрами тон-
нелей L/R2 (L — расстояние между центрами) получены при раз-
личных отношениях радиусов тоннелей RJR^ изменяющихся от
0,1 до 1,0.

10.	Средние напряжения в целике от собственного веса пород
и сейсмических воздействий определяются по формулам

5(тЯ) = д(тЮ* .yff. 5(о _ 5(о' , р	(Ю)

где о<тЯ) , б(с) — величины, определяемые из графиков (см. рис.
П.14а, б).

11.	Максимальные напряжения в целиках от суммарного дей-
ствия собственного веса пород и сейсмических воздействий опре-
деляются согласно п.6 настоящего приложения.

12.	Определение минимальной сейсмобезопасной ширины це-
лика между тоннелями носит итерационный характер, заключаю-
щийся в пошаговом подборе расстояния L между центрами тон-
нелей на основании оценки прочности целика. В качестве началь-
ного приближения принимается

После подбора расстояния между центрами определяется ши-
рина целика

S=L-R{-R2.	(12)

13.	Примеры расчета целиков и оптимизация компоновки па-
раллельных тоннелей в сейсмических районах.

Пример 1. Требуется определить коэффициент запаса прочнос-
ти целика между автодорожным тоннелем и параллельной ему
дренажно-вентиляционной штольней в районе с сейсмичностью 8
баллов.

Исходные данные:

Л, = 4,44 м;	R2 = 2,50 м;	512 = 8 м;	[осж], 2 = 2,5 МПа;

X = 0,43;	у = 25,5 кН/м3;	Н= 800 м;	Ео = 4000 МПа;

v0 = 0,3;	А £=0,05;	То = 0,5 с.

В результате определения напряженного состояния целика для
заданного варианта расположения тоннелей (5,2 = 8 м) получена
величина максимальных средних сжимающих напряжений в це-
лике О[^2 = 3,35 МПа (растягивающие напряжения в целике от-
сутствуют). Коэффициент запаса прочности целика при этом
£=0,746.
Пример 2. Определить минимальное сейсмобезопасное рассто-
яние при требуемом коэффициенте запаса прочности Ki2 = 1,0
между автодорожным тоннелем и параллельной ему дренажно-
вентиляционной штольней при исходных данных примера 1.

В результате расчета на ЭВМ, выполненного согласно п. 7 на-
стоящего приложения, получено, что для обеспечения требуемого
запаса прочности целика К12 = 1,0 минимальная сейсмобезопас-
ная ширина целика 2 = 28,66 м.

Пример 3. Требуется определить ширину целика 5,2 между дву-
мя параллельными тоннелями, обеспечивающую его сохранность
с коэффициентом запаса прочности Кх 2 = 1,0.

7? =2,3 м;	= 4 м; [осж]12 = 3,5 МПа;

X = 0,4;	у = 20 кН/м3; Н = 60 м;

Ео = 5000 МПа; v0 = 0,3; А Кл = 0,1; То = 0,5 с.

В качестве начального значения расстояния между центрами
тоннелей принимается L — Lo = 9,6 м, найденное из соотношения
(11), и при этом значении оценивается прочность целика. Из се-
мейства кривых (см. рис. П. 14.4а) выбирается та, которая соот-
ветствует исходному отношению RJR^. Так как в данном приме-
ре 7?,/^ = 0,575, то значение g’vW)* находится приближенно в
предполагаемой точке кривой при L/R2 = 2,4, исходя из поведе-
ния кривых для двух ближайших отношений А./А,. Определив из
номограммы = —2,3 и учитывая, что у// = 1,2 МПа, в ре-
зультате получим = —2,76 МПа. Аналогичным образом из гра-
фиков на рис. П. 14.46 получим 5<f)* = 3, 14. Согласно соотношениям
(2) значение Р=0,289 МПа; тогда величина g<f> = 0,91 МПа. После
сложения со значением , взятым со знаками «—» и «+», и
анализа полученных сумм (см. п. 6 настоящего приложения), полу-
чим 5<|)= —3,67 МПа и 5<2>= —1,85 МПа. Тогда максимальное зна-
чение среднего сжимающего напряжения в целике 5(|) = 3,67 МПа и
коэффициент запаса прочности 2 — 0,95.

Полученное значение Кх 2 показывает, что при принятом зна-
чении ширины целика между тоннелями 5] 2 = L — Rt — R2 = 3,3 м,
целик обладает меньшим коэффициентом запаса прочности, чем
требуемый.

Увеличив значение L, например, до 10 м (при этом 2 = 3,7 м)
и проделывая операции, аналогичные описанным выше’ получим
5(|)= 3,507 МПа и 2 = 1,0, т.е. при ширине целика, равной 3,5 м,
обеспечивается его сохранность с требуемым коэффициентом за-
паса прочности.
ПРИЛОЖЕНИЕ 15

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ШАРНИРНЫХ И РАЗОМКНУТЫХ
ОБДЕЛОК ТОННЕЛЕЙ ГЛУБОКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ

1.	Массив горных пород считается линейно-деформируемой
однородной изотропной средой, механические свойства которой
характеризуются средними величинами модуля деформации Ео и
коэффициента Пуассона v0.

2.	Обделка рассматривается как геометрическая фигура некру-
гового очертания заданной толщины с двумя шарнирами в обрат-
ном своде, работающая в упругой стадии.

3.	Сейсмические волны предполагаются упругими, гармоничес-
кими с плоским фронтом либо нестационарными, но с незначи-
тельным отличием реального импульса по форме от синусоидаль-
ного.

4.	Обделка рассчитывается в условиях плоской деформации,
т.е. считается, что длина сооружения превосходит его поперечные
размеры не менее чем в 5 раз и сейсмические волны распростра-
няются в плоскости поперечного сечения сооружения.

5.	Рассматриваются сооружения, глубина заложения которых
превышает поперечные размеры не менее чем в 3 раза — влияние
земной поверхности не учитывается.

6.	Деформативные характеристики породы предполагаются та-
кими, что выполняется неравенство

^-oST'o _ ту>

-Vo)

7.	Расчет основан на оценке в каждом сечении наиболее небла-
гоприятного из возможных напряженного состояния при любых
сочетаниях действия волн сжатия (растяжения) и сдвига и любых
их направлениях в плоскости поперечного сечения сооружения.

8.	Основные положения расчета разработаны на основе вычис-
ления внутренних усилий неразрезных подземных конструкций
на сейсмические нагрузки от волн сжатия (растяжения) и сдвига,
в соответствии с приложением 5, а также на основе расчета плос-
ких конструкций по методу Метрогипротранса*.

9.	Метод реализуется в соответствии с п. 3.6 настоящего Руко-
водства, когда первоначально определяется напряженное состоя-
ние монолитной обделки по приложению 5 и в местах шарниров
(где образуются нулевые моменты) к полученным значениям мо-
ментов прикладываются обратные по знаку дополнительные мо-
менты.

В общем виде расчетная схема представлена на рис. П.15.1, где
М; W; Ы; [^1] И ^2] — соответствующие усилия (М, N, Q).

10.	Расчет является приближенным, так как при приложении в
шарнирах «обратных» усилий в некоторой степени будет перерас-
пределяться и напряжения в массиве, являющиеся первоначаль-
ными нагрузками.

11.	Расчет производится методом конечных элементов. При
разбивке грунтового массива и конструкции обделки можно ис-
пользовать методику, изложенную в приложении 12.

Общее количество узлов расчетной схемы для обделки — 10—15
(половина симметричной обделки); для грунтового массива —
200-300.

12.	Пример расчета. Для горного железнодорожного однопут-
ного тоннеля в скальном грунте для расчетной сейсмичности 9
баллов получены эпюры моментов, показанные на рис. П.15.2 и
П.15.3, свидетельствующие о перераспределении усилий при вве-
дении шарниров.

’	Тоннели и метрополитены / Под ред. В.П. Волкова. М.: Транспорт, 1975.
у = x-(z,+z2-2y)

Чистая сейсмика с шарниром (у)

Чистая сейсмика неразрезная (х)

Гэрное давление (у)

Гэрное давление (z‘) и момент
от сейсмики

Гэрное давление (z2) и момент
от сейсмики

Рис. П.15.1. Схемы расчета
Рис, П.15,2, Максимальные сжи-
мающие усилия в неразрезной и
двухшарнирной расчетных схемах:
в числителе — значение момента
в неразрезной схеме, в знамена-
теле — значение момента в двух-
шарнирной схеме

Рис, П.15.3. Максимальные растягива-
ющие усилия в неразрезной и двухшарнир'
ной расчетных схемах:

в числителе — значение момента в не-
разрезной схеме, в знаменателе — зна-
чение момента в двухшарнирной схеме
Список литературы

1.	Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и конст-
рукций крепей. — М.: Недра, 1984. 415 с.

2.	Воздействия Назарбергского землетрясения на подземные сооружения Таш-
кентского метрополитена / Ш.Т. Адылов, А.А. Ишанходжаев, К.С. Султанов, В.Ю.
Ким. — В кн.: Динамика оснований фундаментов и подземных сооружений: Ма-
териалы V Всесоюзн. конф. (Ташкент, 1981). В 2-х т. — Ташкент: Фан, 1981. —
Т.2, с. 37-40.

3.	Газлийские землетрясения 1976 г.: Инженерный анализ последствий / Меж-
дуведомств. совет по сейсмостойкому стр-ву АН СССР. — М.: Наука, 1982. 196 с.

4.	Дорман И.Я. Исследование и разработка сейсмостойких конструкций стан-
ций метрополитена из объемных элементов. — Транспортное строительстве. 1980,
№ 4, с. 40-41.

5.	Дорман И.Я. Исследование работы обделки при распространении сейсми-
ческих волн вдоль оси тоннеля: Межвузовский сб. науч, тр., вып. 726. МИ ИТ. —
М.: 1983, с. 60-65.

6.	Дорман И.Я. К вопросу рационального конструирования обделок тоннелей
для сейсмических районов. — В кн.: Исследования по технологии сооружения
горных транспортных тоннелей: Сб. науч. тр. ВНИИ трансп. стр-ва. — М., 1980,
с. 113-120.

7.	Дорман И.Я. О роли сейсмического микрорайонирования при проектирова-
нии тоннелей. — В кн: Сейсмическое микрорайонирование в инженерных изыс-
каниях для строительства. — М.: ПНИИС Госстроя СССР, 1979, с. 48-49.

8.	Дорман И.Я. Сейсмостойкость транспортных тоннелей. — М.: Транспорт,
1986. 175 с.

9.	Инженерный анализ последствий землетрясений в Японии и США. Пер. с
англ. — М.: Госстройиздат, 1961. 194 с.

10.	Инструкция по учету сейсмических воздействий при проектировании гор-
ных транспортных тоннелей: ВСН 193-81/Минтрансстрой СССР. — М.: ВПТИ-
трансстрой, 1982. 68 с.

11.	Информационный справочник по сейсмометрической аппаратуре: Ката-
лог. Вып. 2/Институт физики Земли АН СССР. — М., 1970. 180 с.

12.	Карапетян Б.К., Пирузян С.А. Изучение сейсмовзрывных колебаний в тон-
неле Армводстроя на Лусаванском песочном карьере. — Тр. Армянского ин-та
стройматериалов и сооружений, вып. 1 — Ленинакан, 1959, с. 53-65.

13.	Карцивадзе Г.Н. Сейсмостойкость дорожных искусственных сооружений.
— М.: Транспорт, 1974. 264 с.

14.	Мартемьянов А.И. Сейсмостойкость зданий и сооружений, возводимых в
сельской местности. — М.: Стройиздат, 1982. 176 с.
15.	Мекли Р. Анализ и обработка записей колебаний. — М.: Машиностроение
1971. 270 с.

16.	Методические рекомендации по определению динамических свойств грун-
тов, скальных пород и местных строительных материалов: П.01-73/ВНИИГ им.
Б.Е. Веденеева м-ва энергетики и электрификации СССР. — М.-Л.: Энергия
1972. 36 с.

17.	Методические рекомендации по учету сейсмических условий при проек-
тировании горных транспортных тоннелей / Минтрансстрой СССР. — М.: ЦНИ-
ИС Минтрансстроя СССР, 1975. 29 с.

18.	Методы количественной оценки сейсмических воздействий: Материалы
четвертой школы-семинара, 20-25 окт. 1980 г., Сигнахи/АН СССР, Междуве-
домств. совет по сейсмостойкому стр-ву. — Тбилиси: Мецниереба, 1983. 224 с.

19.	Назаров А.Г. О механическом подобии твердых деформируемых тел. —
Ереван, изд-во АН АрмССР, 1965. 218 с.

20.	Напетваридзе Ш.Г. Сейсмостойкость гидротехнических сооружений. — М.:
Госстройиздат, 1959. 216 с.

21.	Окамото Ш. Сейсмостойкость инженерных сооружений. Пер. с англ. —
М.: Стройиздат, 1980. 342 с.

22.	Основы теории сейсмостойкости зданий и сооружений: Руководство по
проектированию сейсмостойких зданий и сооружений. — М.: Стройиздат, 1970.
- Т. 2. 224 с.

23.	Пашкин Е.М. Инженерно-геологические исследования при строительстве
тоннелей. — М.: Недра, 1981. 145 с.

24.	Полевой ПИ. Некоторые данные о японском землетрясении 1 сентября
1923 г. / Физ.-мат. ин-т Российск. Акад. наук. — Л.: Б. и., 1924, с. 59-64.

25.	Поляков С.В. Последствия сильных землетрясений. — М.: Стройиздат, 1978.
311 с.

26.	Прочухан Д.П Зоны тектонических разрывных нарушений в скальных ос-
нованиях плотин. — Информ, сб. Ленгидропроекта, 1961, № 22, с. 5-16.

27.	Рашидов Т.Р. Динамическая теория сейсмостойкости сложных систем под-
земных сооружений. — Ташкент: Фан, 1973. 178 с.

28.	Рашидов Т.Р., Дорман И.Я., Ишанходжаев А.А. Исследование продольной
работы перегонных тоннелей при землетрясении: Сб. научн. трудов ВНИИ трансп.
стр-ва, 1975, № 67, с. 57-77.

29.	Руководство по сбору, обработке и использованию инженерно-сейсмомет-
рической информации / ЦНИИ строительных конструкций Госстроя СССР. —
М.: Стройиздат, 1980. 48 с.

30.	Рулев Б.Г. Энергия в поверхностной волне Релея при взрывах в различных
горных породах. — Изв. АН СССР. Сер. Физика Земли, 1965, № 4. с. 23-37.

31.	Рухадзе А.В. Определение интенсивности давления грунта на подпорную
стену от сейсмического воздействия. — В кн.: Сейсмостойкость сооружений. —
Тбилиси: Мецниереба, 1968, с. 66-74.

32.	Савин Г.Н. Концентрация напряжений около отверстий. — М.-Л.: Гостех-
теориздат, 1951. 496 с.

33.	Сейсмологические условия зоны строительства БАМ / Комиссия по пр°'
блемам БАМ, Ин-т земной коры СО АН СССР. — Иркутск, Б. и., 1981, 48 с.
(Оперативная информация / СО АН СССР).
34.	Сейсмостойкие сооружения и теория сейсмостойкости. — Материалы V
междун. конф, по сейсмостойкому строительству (Рим, 1973). — М.: Стройиздат,
1975. 272 с.

35.	Сейсмостойкость тоннельных конструкций метрополитенов / Т.Р. Раши-
дов, И.Я. Дорман, А.А. Ишанходжаев и др. — М.: Транспорт, 1975. 120 с.

36.	Сейсмостойкость транспортных сооружений / Междуведомственный совет
по сейсмостойкому строительству АН СССР. — М.: Наука, 1980. 127 с.

37.	Сейсмотектоника и сейсмичность района строительства БАМ / Междуве-
домственный совет по сейсмическому строительству АН СССР, Ин-т земной коры
СО АН СССР. - М.: Наука, 1980. 204 с.

38.	Современное состояние теории сейсмостойкости и сейсмостойкие соору-
жения: Материалы IV междун. конф, по сейсмостойкому строительству (Чили,
1969). — М.: Стройиздат, 1973. 280 с.

39.	Содержание и реконструкция тоннелей / Ю.А. Лиманов, В.А. Подчекаев,
Н.М. Корольков, И.И. Меринов; Под ред. Ю.А. Лиманова. — М.: Транспорт,
1976. 192 с.

40.	Строительные нормы и правила. Ч. 2. Нормы проектирования. Гл. 2. Стро-
ительство в сейсмических районах: СНиП П-А. 12-69*. Утв. Госстроем СССР. —
М.: Стройиздат, 1977. 56 с.

41.	Строительные нормы и правила. Ч. 2. Нормы проектирования. Гл. 7. Стро-
ительство в сейсмических районах: СНиП 11-7-81. Утв. Госстроем СССР. — М.:
Стройиздат, 1982. 50 с.

42.	Ташкентское землетрясение 26 апреля 1966 г. / Ин-т механики и сейсмо-
стойкости сооружений АН УзССР, Ин-т сейсмологии АН УзССР. — Ташкент:
Фан, 1971. 615 с.

43.	Тоннели: Справ.-методич. пособие / Под ред. Д.И. Федорова. — М.: Транс-
порт, 1979. 176 с. (БАМ. В помощь строителям).

44.	Фотиева Н.Н. Расчет крепи подземных сооружений в сейсмически актив-
ных районах. — М.: Недра, 1980. 222 с.

45.	Фотиева И. И., Дорман И.Я. К вопросу расчета обделок некругового очерта-
ния на сейсмические воздействия. — Трансп. стр-во, 1976, № 9, с. 48-49.

46.	Фотиева Н.Н., Дорман И.Я. Определение напряженного состояния тонне-
ля кругового очертания от сейсмических воздействий: Сб. науч. тр. ВНИИ трансп.
стр-ва, 1975, № 67, с. 107-114.

47.	Штейнбругге К.В., Моран Д.Ф. Инженерный анализ последствий землетрясе-
ний 1952 г. в Южной Калифорнии. Пер. с англ. — М.: Госстрой и здат, 1957. 270 с.

48.	Эйби Дж. А. Землетрясения. Пер. с англ. — М.: Недра, 1982. 264 с.

49.	Ямщиков В.С. Волновые процессы в массиве горных пород. — М.: Недра,
1984. 271 с.

50.	Journal of Structural Division. Proc, of the ASCE, Vol. 95, N. ST 6, 1969, p.
1213-1231.

51.	Nazu N. Comparative Studies of Earthquake Motion above Ground in a Tunnel.
- Bull. ERJ, Tokio, 1931, № 9, p. 454.

52.	Okamoto S., Mizukoshi K. Schwingungen im Untergrund eines Erdbebens. —
Geologie und Bauwesen, 1958, H. 2, S. 113-118.

53.	Report of Srecial Committee for the Study of the Fukui Earthquake. — Tokio,
1950, p. 218.

54.	Report of the Imperial Earthquake Investigation Committee. № 100-D and 100-C.
- Tokio, 1926, p. 185.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие................................................3

Глава 1. Инженерный анализ поведения подземных сооружений
при землетрясениях.........................................6

1.1.	Значение анализа последствий землетрясений для прак-
тики сейсмостойкого строительства....................6

1.2.	Результаты обследования подземных сооружений пос-
ле землетрясений.....................................8

1.3.	Основные выводы из анализа повреждений подзем-
ных сооружений при землетрясениях...................24

Глава 2, Взаимодействие тоннелей глубокого заложения с грунто-
вым массивом..............................................30

2.1.	Теоретические основы расчетных методик.........30

2.2.	Анализ напряженного состояния круговой обделки от
действия волн сжатия и сдвига.......................40

2.3.	Оценка наиболее неблагоприятного состояния обделки ... 42

2.4.	Алгоритм расчета круговой обделки на сейсмические
воздействия.........................................45

2.5.	Теоретический анализ напряженного состояния тон-
нельных обделок кругового очертания.................54

2.6.	Оценка напряженного состояния некруговых обделок.58

2.7.	Анализ повреждений обделок тоннелей глубокого
заложения...........................................63

2.8.	Исследования работы обделки при распространении
сейсмических волн вдоль оси тоннеля.................67

Глава 3. Взаимодействие тоннелей мелкого заложения с грунтовым
массивом..................................................72

3.1.	Напряженное состояние обделки от воздействия инер-
ционных нагрузок....................................73

3.2.	Оценка напряженно-деформированного состояния об-
делки с использованием методов сейсмодинамической
теории..............................................77
3.3.	Исследование продольных колебаний тоннелей мел-
кого заложения.....................................83

Глава 4. Экспериментальные исследования поведения конструкций
транспортных тоннелей при динамических воздействиях.......91

4.1.	Методика моделирования работы подземных сооруже-
ний на сейсмической платформе......................91

4.2.	Зависимость напряженно-деформированного состоя-
ния обделки от ее конструкции......................95

4.3.	Влияние грунтовых условий на развитие сейсмичес-
ких деформаций в обделках..........................99

4.4.	Натурные исследования динамических характеристик
конструкций станций метрополитенов.................101

Глава 5. Основы проектирования транспортных тоннелей в сейсми-
ческих районах...........................................104

5.1.	Ранжирование уровня сейсмической зашиты транспорт-
ных тоннелей......................................104

5.2.	Трассирование и сейсмомикрорайонирование тоннель-
ных переходов.....................................108

5.3.	Учет заглубления тоннельных конструкций при оцен-
ке интенсивности сейсмического воздействия.........114

5.4.	Основные принципы проектирования и размещения
транспортных тоннелей в сейсмических районах.......120

5.5.	Расчет обделок на сейсмические воздействия.....125

5.6.	Конструирование сейсмостойких обделок.........128

5.7.	Антисейсмические деформационные швы...........132

5.8.	Сопряжения между круговыми тоннелями и станция-
ми метрополитена, сооружаемыми открытым способом ... 140

Глава 6. Строительство транспортных тоннелей в сейсмических
районах..................................................143

6.1.	Перегонные тоннели метрополитена..............143

6.2.	Станционные тоннели...........................157

6.3.	Сейсмостойкие обделки тоннелей БАМа...........170

6.4.	Особенности выполнения тоннельно-строительных
работ..............................................176

Глава 7. Инженерно-сейсмометрическая служба на транспортных
тоннелях.................................................178

7.1.	Задачи инженерно-сейсмометрической службы......178

7.2.	Размещение пунктов измерений и регистрации коле-
баний ............................................179
7.3.	Кинематические параметры регистрации колебаний .... 183

7.4.	Инженерно-сейсмометрические наблюдения в тонне-
лях ..............................................185

Глава 8, Ликвидация последствий землетрясений............190

8.1.	Обследование тоннелей после землетрясения.........190

8.2.	Ремонтные и восстановительные работы..........195

Приложение, Руководство по проектированию подземных сооруже-
ний в сейсмических районах...............................197

1.	Общие положения.................................199

2.	Трассирование, объемно-планировочные и конструктив-
ные решения........................................201

3.	Расчет конструкций на сейсмические	воздействия......207

4.	Мониторинг при эксплуатации.....................214

5.	Регламент обследований тоннелей после землетрясений.216

Приложения:

1.	Рекомендации по сейсмическому микрорайонированию
трасс транспортных тоннелей и метрополитенов.......221

2.	Скорости сейсмических волн, нормальные и касатель-
ные напряжения в ненарушенном изотропном массиве
для различных пород (грунтов)......................230

3.	Определение скоростей сейсмических волн в анизотроп-
ной (трансверсально-изотропной) толше грунтов и гор-
ных пород..........................................233

4.	Определение коэффициентов сейсмического бокового
давления для анизотропного массива грунта..........235

5.	Методика расчета замкнутых монолитных обделок произ-
вольного очертания тоннелей глубокого заложения....237

6.	Методика расчета многослойных обделок тоннелей кру-
гового очертания...................................242

7.	Методика расчета замкнутых монолитных обделок кру-
гового очертания тоннелей глубокого заложения с учетом
упругой анизотропии массива........................246

8.	Методика расчета обделок тоннелей произвольного по-
перечного сечения с учетом укрепительной цементации
пород..............................................255

9.	Методика расчета многослойных обделок комплекса па-
раллельных круговых тоннелей.......................262
10.	Методика расчета анкерной крепи на сейсмические воз-
действия ..........................................267

11.	Методика расчета набрызгбетонной крепи на сейсми-
ческие воздействия.................................270

12.	Методика расчета тоннелей мелкого заложения....276

13.	Методика расчета тоннелей, расположенных в водона-
сыщенных сыпучих и плывунных грунтах...............284

14.	Методика расчета целиков и оптимизация компоновки
параллельных тоннелей в сейсмических районах.......288

15.	Методика расчета шарнирных и разомкнутых обделок
тоннелей глубокого заложения.......................297

Список литературы..................................301
Игорь Яковлевич Дорман,
член-корреспондент РАЕН,
доктор технических наук, профессор
СЕЙСМОСТОЙКОСТЬ ТРАНСПОРТНЫХ
ТОННЕЛЕЙ

Шеф-редактор Центра «ТИМР»

Н.Н. Смирнов

Главный редактор
В.В. Нильва

Редактор В.В. Борисова

Худ.-техн. редактор Е.К. Гарнухин

Компьютерный набор и верстка Н.Е. Нильва

ЛР № 062784 от 08.09.98

Информационно-издательский центр «ТИМР»
129327, Москва, ул. Ленская, д. 2/21

E-mail: center-timr@mtu-net.ru

Подписано к печати 14.12.2000 г. Формат бумаги 60x84 1/16. Бумага офсетная.

Гарнитура “Таймс”. Печать офсетная. Объем 19,25 п.л. Тир. 500 экз. Цена свободная

Отпечатано в типографии ООО “ФКХ Лтд”. Заказ № 1

111020, Москва, Юрьевский пер., д. 15

Лицензия на полиграфическую деятельность ПЛД № 53-538