НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
ТРАНСПОРТНОГО СТРОИТЕЛЬСТВА
(ЦНИИС)

Труды ЦНИИС

Выпуск № 207

ИССЛЕДОВАНИЯ
КОНСТРУКЦИЙ И МАТЕРИАЛОВ
ДЛЯ МЕТРО- И ТОННЕЛЕСТРОЕНИЯ



Москва

2002
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
ТРАНСПОРТНОГО СТРОИТЕЛЬСТВА
(ЦНИИС)

Труды ЦНИИС

Выпуск № 207

ИССЛЕДОВАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
И МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ МЕТРО-
И ТОННЕЛЕСТРОЕНИЯ

Под редакцией д-ра техн, наук, профессора
В. Е. Меркина

Москва
2002
Исследования конструкций и материалов для метро- и тоннеле-
строения. Труды ЦНИИС. Вып. 207. - М., ЦНИИС, 2002, с. 132.

В сборнике рассматриваются методические положения и результа-
ты расчета стендовых и натурных испытаний сравнительно новых для
отечественного метростроения конструкций из сборного железобетона и
набрызгбетона. Несомненный интерес для специалистов должна пред-
ставлять информация с обобщением опыта сооружения тоннелей под
действующими транспортными магистралями, статьи с рекомендация-
ми по выбору эффективных материалов и параметров для закрепления
грунта и восстановления несущей способности конструкций, обеспече-
нию эксплуатационной надежности сооружений метрополитена.

Приведенные в настоящем сборнике данные по испытаниям кон-
струкций и материалов, а также результаты мониторингов публикуются
впервые.

Под редакцией д-ра техн, наук, профессора
В. Е. Меркина

© НИИ транспортного строительства (ЦНИИС), 2002 г.
Содержание

Предисловие.............................................4

Меркин В.Е., Цынков В.М., Чеботаев В.В., Тарасов А.М.,
Игнатьев Е.Г.

Исследования сборной водонепроницаемой железобетонной
обделки перегонных тоннелей Казанского метрополитена....5

Чеботаев В. В., Кубышкин А. А.

Расчетное моделирование статической работы сборных
железобетонных обделок с перевязкой швов...............15

Виноградов Б. И.

О неправомерностях использования коэффициента крепости
горных пород проф. М.М. Продотьяконова в нормативных
документах по строительству............................27

Щекудов Е.В.

Опыт сооружения тоннелей с применением защитного экрана
из труб под действующими транспортными магистралями....38

Гарбер В.А., Плотников Г.И., Шустрова Л.Г., Якубов В.А.

Методика и результаты оценки состояния конструкций
эксплуатируемых тоннелей метрополитена.................63

Байдаков О. С.

Опыт укрепления мелких песков минеральными вяжущими
системы “MIKRODUR”.....................................81

Рубцов О. И.

Вероятностная оценка структурного состояния инъекционного
состава на основе карбамидной смолы при химическом
закреплении грунтов....................................98

Гиренко И. В.

Долговечность набрызг-бетона крепей подземных выработок
с добавками — ускорителями схватывания................107
ПРЕДИСЛОВИЕ

Завершение строительства Северо-Муйского железнодорож-
ного тоннеля на БАМе, начало строительства Лефортовского ав-
тодорожного тоннеля на третьем транспортном кольце в г. Москве
стали веховыми событиями 2001г., отражающими научно-техни-
ческий уровень отечественного тоннеле- и метростроения по со-
стоянию на начало нового столетия. Ведется предпроектная
проработка вопросов строительства тоннельных переходов под
морскими проливами: Берингов, Невельского и Керченский.

В решении ключевых научных проблем, возникающих при
проектировании и строительстве этих уникальных инженерных со-
оружений, а также тоннелей метрополитенов в гг. Москве, Каза-
ни, Перми и др. принимают участие специалисты ЦНИИСа.

В научных статьях настоящего сборника представлены ре-
зультаты исследований новых конструкций водонепроницаемых
тоннельных обделок с упругими прокладками и перевязкой швов
для строительства перегонных тоннелей в г. Казани. Конструк-
ции испытаны в натуральную величину на кольцевом стенде в
НИЦ ТМ ЦНИИСа (д-р техн, наук, проф. В. Е. Меркин и др.).
Разработана методика их расчета (канд. техн, наук В. В. Чеботаев
и инж. А. А. Кубышкин), создана новая технология строительст-
ва тоннельных переходов с применением экранов из труб (инж.
Е. В. Щекудов). Продолжается развитие и совершенствование тех-
нологий устройства набрызг-бетонных крепей подземных выра-
боток (инж. И. В. Гиренко), модификации и закрепления грунтов
заобделочного пространства (инж. О. С. Байдаков, инж. О. В. Руб-
цов). Определены основные направления совершенствования ме-
тодов оценки реального состояния несущих конструкций
эксплуатируемых тоннелей (д-р техн, наук В. А. Гарбер) и норма-
тивно-методической базы расчетов подземных сооружений (канд.
техн, наук Б. Н. Виноградов).

Сборник представляет интерес для специалистов проектных
и строительных организаций, а также для тех, кто решает задачи
обеспечения эксплуатационной надежности и безопасности транс-
портных тоннелей.

Зам. Генерального директора

по научной работе, д-р техн, наук	А. А. Цернант
ИССЛЕДОВАНИЯ СБОРНОЙ ВОДОНЕПРОНИЦАЕМОЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЙ ОБДЕЛКИ ПЕРЕГОННЫХ
ТОННЕЛЕЙ КАЗАНСКОГО МЕТРОПОЛИТЕНА

Меркин В.Е. — д-р. техн, наук., Цынков В.М., Чеботаев В.В.,
Тарасов А.М., Игнатьев Е.Г. — кандидаты техн, наук

Рассмотрена методика испытаний на кольцевом стенде ЦНИИС новой для
отечественного метростроения обделки перегонного тоннеля метрополитена,
предназначенной для г. Казани. Приведены результаты испытаний и их анализ.
Даны рекомендации по расчету и армированию блоков для опытного участка.

В период с 1999 по 2000 гг. в ЦНИИСе по заданию Казметрост-
роя были проведены комплексные исследования, целью которых
явилась оценка соответствия принятой конструкции обделки усло-
виям строительства и эксплуатации перегонных тоннелей на участ-
ке между станциями “Суконная слобода” и “Площадь Тукая”,
сооружаемыми с применением тоннелепроходческого комплекса
(ТПК) с грунтовым пригрузом забоя фирмы “Ловат”. Участок
заложен в обводненных четвертичных отложениях, в основном в
песках при максимальном заложении шелыги свода 12.5 м.

Обделка (рис. 1) состоит из однотипных колец наружным диа-
метром 5,6 м, внутренним 5,1 м.
Все кольца угловые и имеют минимальную длину вдоль оси
тоннеля 980 мм, максимальную 1020 мм.

Каждое кольцо обделки состоит из 8 железобетонных блоков
(5 нормальных, 2 смежных и 1 ключевого, выполненного в виде
клина и задвигаемого в кольцо со стороны забоя). Предусматри-
вается перевязка швов в соседних кольцах на 1/3 блока. Заданное
положение обделки по трассе обеспечивается за счет взаимного
поворота колец.

Стыки между блоками в кольце плоские, с ограниченной
площадкой опирания. Стыки между кольцами также плоские. Со-
прикосновение блоков соседних колец предусматривается через
распределительные прокладки, располагаемые по оси действия
щитовых домкратов.

В комплекс “Ловат” установлены 22 щитовых домкрата. Та-
ким образом, на каждый нормальный и смежный блоки прихо-
дится по 3 домкрата, один домкрат приходится на ключевой блок.

В стыках блоков в кольце и блоков соседних колец преду-
смотрены монтажные связи в виде наклонных шурупов, снаб-
женных крупной резьбой и завинчиваемых во втулки из
полимерного материала — дюбели.

Поскольку кольца обделки собираются с перевязкой швов,
то работают кольца под нагрузкой по-разному.

Расчет показывает, что при отсутствии взаимодействия со-
седних колец деформации соседних блоков в разных кольцах мо-
гут различаться на десятки миллиметров.

В частности, за счет трения между блоками соседних колец
при нагружении кольца взаимодействуют и, как показывают рас-
четы, чем сильнее взаимодействие (меньше разность деформа-
ций соприкасающихся блоков соседних колец), тем большие
значения моментов и напряжений возникают в бетоне блоков.

Величина трения на поверхности распределительных прокла-
док между блоками зависит от продольных усилий, которые соз-
даются щитовыми домкратами проходческого комплекса. Реальная
величина остаточных усилий вдоль оси тоннеля, воздействующих
на кольца обделки на стадии эксплуатации, неизвестна.

На основании ознакомления с исходной информацией,
представленной заказчиком, были проведены предварительные
расчеты конструкции обделки на основе отечественных норма-
тивов, которые не подтвердили необходимой несущей способ-
ности обделки.

В связи с тем, что расчетные положения требуют уточнения
опытным путем, было принято решение о проведении полномас-
штабных испытаний в натуральную величину обделки на водоне-
проницаемость и прочность.

Испытания на водонепроницаемость проводились на специ-
альном стенде НИЦ ТМ (рис. 2) в условиях, максимально при-
ближенных к натурным.

Рис. 2. Схема стенда для испытаний блоков на водонепро-
ницаемость:

1 — винтовой домкрат с балансирной плитой; 2 — пневмо-
уплотнение; 3 — испытываемый блок; 4 — камера стенда,
заполняемая водой; 5 —рым-болт с серьгой для подъема блока;

6 — металлоконструкция корпуса стенда; 7 — трубопроводы
Железобетонный блок 3 помещается в камеру стенда 4, впо-
следствии заполняемую водой.

Камера снабжена пневматическим уплотнением 2, охваты-
вающим испытываемый блок по контуру.

Уплотнение располагается в уровне резиновой рамки герме-
тизирующего уплотнения блока. При включении пневматическо-
го уплотнения камера стенда и выпуклая поверхность блока с
частью торцов образуют замкнутое пространство, в которое в про-
цессе испытаний подается под напором вода.

Пневматическое уплотнение не препятствует деформациям
блока под воздействием гидростатической нагрузки и в то же время
обеспечивает герметичность камеры. От смещений блок удержи-
вается двумя опорами, закрепленными к металлоконструкции кор-
пуса стенда 5. Одна из опор является неподвижной, другая
выполнена в виде винтового домкрата с балансирной плитой 1.

Стенд снабжен системой создания давления воздуха в пнев-
матическом уплотнении, системой создания и поддержания за-
данного напора воды (до 0,5 МПа) и трубопроводами 6, по
которым вода под заданным напором подается в камеру стенда, а
в подготовительный период из камеры удаляется имеющийся там
воздух.

В комплект стенда входит рым-болт с серьгой 7, который
служит для подъема блока при установке в стенд и извлечения из
стенда.

В процессе испытаний вся вогнутая поверхность блока и боль-
шая часть торцов (за исключением опор) открыта для наблюде-
ния и позволяет фиксировать даже незначительные протечки.

Результатом испытаний на водонепроницаемость явилось за-
ключение о возможности использования блоков на участках с
гидростатическим давлением до 0,35 МПа.

Испытание обделки на прочность — трещиностойкость про-
водилась на модернизированном кольцевом стенде ЦНИИС
(рис.З), дополнительными испытаниями фрагментов обделки из
трех и двух блоков (рис.4).

В соответствии с поставленными перед данными испытания-
ми задачами методика измерений была составлена таким обра-
зом, чтобы можно было получить четыре группы результатов:
- перемещение отдельных элементов блоков или сечений обдел-
ки;

- усилия (нормальные силы и изгибающие моменты) в ее раз-
личных сечениях;
Рис. 3. Вышка с прогибомералш внутри фрагмента обделки

Рис. 4. Испытание фрагмента из трех блоков до получения
в них усилий, превышающих расчетные
-	нормальные силы в тягах, стягивающих все три кольца иссле-
дуемого фрагмента;

-	процесс трещинообразования в бетоне обделки по мере ее за-
гружения.

Учитывая то, что испытания должны были проходить до раз-
рушения конструкции, а значит фиксируемые изменения в конст-
рукции должны были проходить необратимо (особенно на последних
этапах), методика измерений разрабатывалась в предположении
максимальной автоматизации съема информации в ходе экспери-
мента. С этой целью для измерения прогибов и перемещений при-
менялись созданные в ЦНИИСе электрические прогибомеры
Лазарева (ПЛ), связанные с регистрирующей аппаратурой и ЭВМ.
Деформации железобетонных блоков фиксировали тензорезисто-
рами, также соединенными с регистрирующими приборами и ЭВМ.

Испытания фрагментов из 2 и 3 блоков позволили сертифи-
цировать продукцию двух заводов ЖБИ в г. Казани и признать ее
соответствующей проектным характеристикам.

У фрагмента обделки, состоящего из трех колец (см. рис. 4),
измеряли три вида перемещений:

-	изменение длины внутренних диаметров второго кольца обдел-
ки, расположенных вдоль и поперек внешней нагрузки, созда-
ваемой домкратными батареями;

-	раскрытие швов между блоками среднего (второго) кольца об-
делки;

-	сдвиг отдельных сечений первого и третьего колец обделки от-
носительно второго.

Для измерения изменения длины диаметров в середине, на
вертикальной оси фрагмента, поместили жесткую объемную стой-
ку, закрепленную у ее основания от случайных смещений. По на-
меченным заранее диаметрам закрепили четыре прогибомера ПЛ
(рис.5а).

Для фиксации раскрытия швов между блоками создали на
основе ПЛ специальные датчики (рис.5б), размещенные во всех
восьми стыках среднего кольца. Датчики устанавливали на стерж-
ни 010 мм, забуренные в бетон.

Как уже отмечалось, замерялся сдвиг отдельных блоков пер-
вого кольца относительно второго, а также блоков третьего коль-
ца относительно второго. С этой целью на границах колец были
установлены специальные датчики сдвига (рис.5в), также вклю-
чающие прогибомеры ПЛ. Всего на фрагменте ообделки было при-
менено 20 датчиков сдвига.
Рис. 5а. Расположение прогибомеров, измеряющих изменение
диаметра кольца 2 обделки

Узел А

Рис. 56. Расположение датчиков раскрытия швов кольца 2

Рис. 5в. Расположение датчиков смещения между кольца-
ми 1 и 2 (кольца условно показаны смещенными в
плане одно относительно другого)
Все прогибомеры ПЛ соединялись со специальной платой,
установленной в корпусе ЭВМ РС-286, в которой проводилась
первичная обработка результатов измерений, а окончательная об-
работка осуществлялась с помощью PC- “Pentium”.

Измерение деформаций в бетоне обделки проводили тензо-
резисторами. Для этого применяли розетки тензорезисторов на
бумажной основе с базой 50 мм и сопротивлением 400 Ом, на-
клеенных с обеих сторон блоков.

Тензорезисторы наклеивались и на 4 из 22 тяг, призванных
стягивать все три кольца в единую конструкцию. Это было сдела-
но для того, чтобы определить величину силы обжимания колец
тягами и следить во время эксперимента за изменением этой си-
лы. Поэтому вначале тяги с тензорезисторами помещали в раз-
рывную машину “Амслер-200”, где тарировались показания
тензорезисторов в усилиях, возникающих в тягах. Таблица тари-
ровки тяг помещалась в компьютер в усилиях, возникающих в
тягах. Таблица тарировки тяг помещалась в компьютер и данные
ее использовались как на стадии первоначального обжатия колец
фрагмента обделки, так и во время экспериментов.

Еще одна группа результатов была связана с трещинообра-
зованием в конструкции. Процесс поиска и фиксации был орга-
низован следующим образом.

После каждого этапа загрузки фрагмента обделки внутрь ее
спускались специальные наблюдатели и визуально отыскивали мес-
та появления новых трещин или развития уже имевшихся и фик-
сировали эти изменения мелом с обозначением развития трещин
по этапам. Впоследствии места трещинообразования фотографи-
ровались и наносились на общую схему фрагмента обделки.

Перед экспериментами была также проведена тарировка дом-
кратов, создавших усилия в исследуемом фрагменте обделки. Гра-
фик домкратов был применен при расчете давления на обделку.
Сразу после испытаний из блоков были вырезаны образцы, ис-
пытания которых на машине МУП-100 до разрушения позволили
определить временное сопротивление бетона овр = 488,6 кг/см2 и
его модуль упругости Е6= 523600 кг/см2.

В процессе нагружения фрагмента обделки из 3 колец ступе-
нями 8-12 т/м2 до предельной в 91 т/м2 было зафиксировано, что
первые трещины (с внутренней наблюдаемой стороны) появи-
лись в блоке Г второго кольца при нагрузке 8 т/м2, первые сколы
на внутренней поверхности — при нагрузке 40,5 т/м2 в блоках В и
Д второго кольца и блоках Б и Е третьего кольца.
Обделка Казанского метрополитена

Бетон В45

100

12016 А-Ш

12016 А-Ш

Расчетные усилия и коэффициенты запаса

№ п/п	Продольная сила N(tc)	Изгибающий момент М(тсм)	Коз ф фициент з апас а К
1	93.00	-24.00	1.00
2	30.00	28.00	0.65
3	91.00	-22.00	1.13
4	37.00	23.00	0.84
5	101.00	-21.00	1.27
6	47.00	21.00	0.98
7	98.00	18.00	1.59
8	52.00	18.00	1.22

Рис. 6. Результаты расчета сечения по программе
БАКСАН
При предельной нагрузке перемещение шелыги свода второ-
го кольца составило 6,4 см или 1,2% диаметра.

При предельной нагрузке обделка не потеряла несущей спо-
собности.

Условия статической работы обделки в стенде отличаются от
условий работы конструкции в сплошном грунтовом массиве, В
процессе испытаний обделка находится в менее благоприятных
условиях, чем при эксплуатации.

Из трех колец обделки испытываемого фрагмента только вто-
рое (среднее) кольцо находится в условиях, сходных с условия-
ми статической работы обделки на опытном участке (с точки
зрения взаимодействия соседних колец).

Расчеты, выполненные применительно к условиям участка
перегонного тоннеля, показали, что требованиям прочности удов-
летворяет только статическая работа обделки при наиболее бла-
гоприятном сочетании нагрузок. Другие сочетания нагрузок
порождают усилия, приводящие к образованию пластических шар-
ниров в блоках, т.е. к образованию трещин и нарушению герме-
тичности обделки. Ориентировочно существующее армирование
обеспечивает нормативные запасы прочности обделки только до
глубины заложения около 8.5 м при уровне грунтовых вод 7 м от
поверхности.

Требуемых нормами запасов в заданных условиях обделка не
имеет.

Замена стержней 012 А-Ш (1,1%) на стержни 016 A-III
(1,96%) приводит к увеличению несущей способности обделки и
оказывается достаточной для удовлетворения нормативных тре-
бований по прочности обделки в наихудших условиях опытного
участка при наличии расчетного уровня грунтовых вод (рис.6).
РАСЧЕТНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СТАТИЧЕСКОЙ РАБОТЫ
СБОРНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОБДЕЛОК С
ПЕРЕВЯЗКОЙ ШВОВ

Чеботаев В.В. — канд. техн, наук, Кубышкин А.А. — инж.

В статье изложены основные подходы к расчету сборных железобетонных
кольцевых обделок с упругими прокладками в стыках. Рассмотрены методы
расчета, которые применяются в данный момент в отечественной практи-
ке и за рубежом, а так же опыт применения методики расчета таких
обделок, разработанной в лаборатории ГДи HP НИЦ ТМ.

В последние годы широкое распространение получило строи-
тельство в сложных геологических условиях тоннелей кругового
очертания различного назначения (автодорожные, железнодорож-
ные, сервисные тоннели и т.д.) с водонепроницаемой железобе-
тонной обделкой из сборных железобетонных блоков с упругими
прокладками в стыках.

Сооружение таких тоннелей в водонасыщенных неустойчи-
вых грунтах осуществляется, как правило, с применением щито-
вых комплексов с активным пригрузом забоя из бентонита,
псногрунтовой смеси или сжатого воздуха.

В устойчивых грунтах кольца такой обделки собирают без пе-
ревязки швов, и их расчет производят, рассматривая стыки меж-
ду блоками как шарниры. Методика такого расчета давно
апробирована и хорошо известна. При использовании такой об-
делки в неустойчивых грунтах кольца с центрированными стыка-
ми* собирают с перевязкой швов для того, чтобы труба тоннеля
приобрела жесткость и кольцо обделки могло воспринимать из-
гибающие моменты за счет взаимодействия соседних колец.

В зарубежной практике тоннелестроения сборные железобе-
тонные обделки получили широкое применение благодаря ряду
преимуществ над другими типами обделок, а также в связи с

* Центрированный стык — это стык между блоками, который пере-
даст нормальную силу сжатия в кольце от одного блока к другому через
ограниченную площадку, расположенную на геометрической оси сече-
ния блока. Таким образом, стыковой изгибающий момент ограничивает-
ся небольшим возможным эксцентриситетом
повсеместным применением щитовых проходческих комплексов.
Основное преимущество сборной обделки заключается в просто-
те и скорости монтажа колец. За рубежом уже построено большое
количество тоннелей различного диаметра с обделками такого
типа. Для примера можно назвать такие крупные объекты, как
тоннели под проливом Большой Бельт в Дании, обделка которых
диаметром 8,7 м состоит из 7 блоков шириной 1,65 м и массой по
7 тонн, под р. Эльба в Гамбурге (Германия), где обделка наруж-
ным диаметром 13,75 м имеет толщину 0,7 м, ширину 2,0 м и
состоит из 9 блоков.

В России первым таким тоннелем стал перегонный тоннель
Люблинской линии метрополитена, сооруженный под кольцевой
железной дорогой щитовым комплексом фирмы “Вайсс и Фрай-
таг” с бентонитовым пригрузом забоя в водонасыщенных песках
в начале 90-х годов. Обделка имела толщину 35 см и стык между
кольцами типа “паз — выступ”. Расчет этой обделки был прове-
ден немецкими специалистами по своей методике.

С конца 90-х годов на строительстве Казанского метрополи-
тена применяется щитовой комплекс фирмы “Ловат” с грунто-
вым пригрузом. Обделка имеет толщину 25 см и плоский стык
между кольцами. Расчет этой обделки выполнила немецкая фир-
ма “PSP”.

В настоящее время для сооружения Лефортовских тоннелей в
Москве приобретен щитовой комплекс, который работал на со-
оружении тоннелей под р. Эльба в Гамбурге. Применяемая в этих
тоннелях обделка будет иметь такие же характеристики, как и
построенные этим комплексом тоннели в Германии.

Выбор метода расчета кольцевых обделок, как правило, за-
висит от опыта расчетчика и доступного программного обеспече-
ния, которое реализует этот метод. Однако в основе всех расчетных
методов и схем лежит главный принцип моделирования - подо-
бие модели и ее статической работы реальному проектируемому
объекту.

По традиционным методам, применяемым в отечественной
практике проектирования сборных железобетонных обделок тон-
нелей, для того, чтобы оценить несущую способность обделки,
производят расчет усилий в одном кольце путем решения пло-
ской задачи по принятой расчетной схеме. После проведения ста-
тического расчета проверяется прочность сечения блока на
наиболее невыгодное сочетание изгибающего момента и нормаль-
ной силы.
В отечественной практике проектирования расчетная схема
обделки (например, метод Метропроекта), как правило, пред-
ставляет собой плоскую стержневую систему в виде замкнутого
полигонального кольца на упругом основании с приложенными
расчетными нагрузками (рис. 1). Стыки между блоками в кольце
моделируются в расчетной схеме как шарниры. В замковом блоке
также принимается шарнир, пренебрегая при этом небольшими
изгибающими моментами, которые передаются через косой стык.
Так как в стыке замкового блока имеется центрирующая площад-
ка, появление растягивающих напряжений в зоне стыка исклю-
чено ввиду того, что стык не может их воспринять. Если в
рассчитываемой обделке площадка взаимодействия располагает-
ся с небольшим смещением относительно центра тяжести сече-
ния блока, то эксцентриситет нормальной силы учитывается
смещением шарнира в этом узле. На кольцо действуют активные
вертикальные и горизонтальные нагрузки, которые равны по ве-
личине горному давлению от веса грунта, от дополнительной на-
грузки на поверхности и от гидростатического давления.
Взаимодействие конструкции обделки с грунтом учитывается толь-
ко в зоне отпора заданием в соответствующих узлах упругих опор.
В своде задается безотпорная зона, угловая величина которой 0
(см. рис. 1) определяется для соответствующих грунтовых условий
свод

Я

t П П t k i к _ Л

q	- подъемная сила -

Рис. 1. Расчетная схема:	’ собственныи вес

к0 — коэффициент бокового давления,
k0 = tg(45°-cp/2)

<р — угол внутреннего трения
методом последовательных приближений (метод Метропроекта).
Однако такая методика расчета не может учесть взаимного влия-
ния соседних колец обделки, а также влияния моментов, возни-
кающих в продольных швах в кольце.

В реальном же сооружении за счет перевязки швов в сборной
обделке смежные кольца взаимодействуют друг с другом. При их
взаимодействии происходит передача и перераспределение уси-
лий по длине тоннеля. Это приближает статическую работу об-
делки к работе монолитной обделки, поэтому, чтобы более точно
оценить статическую работу обделки в сооружении, важно де-
тально рассмотреть порядок взаимодействия колец обделки меж-
ду собой, что позволит более точно отразить в расчетной схеме их
совместную работу.

При движении проходческий щит отталкивается домкратами
от уже собранного кольца обделки, тем самым обжимая обделку
по длине тоннеля. Для организованной передачи продольного уси-
лия между кольцами в конструкцию кольцевого стыка вставляют
тонкие (2-3 мм) прокладки из каубита или другого материала.
Наличие в стыке прокладок обеспечивает расчетное распределе-
ние напряжений в блоке от продольных и поперечных усилий
между кольцами. Суммарное усилие домкратов может достигать
больших величин, поэтому в статических расчетах важно учесть
воздействие щитовых домкратов на последнее собранное кольцо
с целью проверки трещиностойкости блоков обделки. При этом,
чтобы точно оценить напряжения, возникающие в блоках и коль-
цевом стыке, для расчета на воздействие щитовых домкратов це-
лесообразно использовать моделирование методом конечных
элементов.

Усилие обжатия, возникающее по длине тоннеля, заставит
включиться в работу стыки между кольцами. Таким образом, после
обжатия следует рассматривать уже совместную работу колец. При
дальнейшем нагружении соседние кольца будут стремиться дефор-
мироваться по отличной друг от друга схеме. Характер деформаций
при этом зависит от взаимного расположения блоков в кольце об-
делки. В этом случае расчет следует производить на наиболее невы-
годное взаимное расположение блоков в соседних кольцах, которое
выбирается в процессе предварительной проработки. Возникаю-
щие в процессе работы обделки деформации смежных колец в со-
ответствующих узлах расчетной схемы будут численно отличаться.
Но, так как после обжатия обделки смежные кольца работают со-
вместно, то в кольцевом стыке относительные сдвиги колец прак-
тически исключены. Это повлечет за собой возникновение допол-
нительных поперечных усилий и их перераспределение от одного
кольца к другому. При этом схема взаимной статической работы
двух колец с течением времени будет зависеть от типа кольцевого
стыка. В настоящий момент на практике реализуются два типа сты-
ков между кольцами: стык типа “паз — выступ” с прокладками для
организованной передачи усилия (рис. 2) и плоский стык, осна-
щенный такими же прокладками (рис. 3).

уплотнительный

Рис. 2. Стык между кольцами
типа “паз — выступ”

Рис. 3. Плоский стык
между кольцами

Работу в обделке стыка типа “паз — выступ” при детальном
рассмотрении можно разделить на три основных этапа:

I этап - свободная деформация смежных колец до момента за-
крытия воздушного зазора между выступом и стенкой
паза;

2	этап — совместная работа колец с передачей усилий через сжа-
тые каубитовые прокладки;

3	этап — полная совместная деформация смежных колец с взаи-
модействием блоков в стыке “бетон по бетону”.

В случае применения плоского стыка схема работы конст-
рукции будет принципиально отличаться. В плоском стыке пере-
распределение поперечных усилий между кольцами с самого
начала осуществляется через стыковые прокладки. При этом уси-
лия, действующие в прокладках, будут передаваться на взаимо-
действующие кольца с разными знаками. Однако, как только
значение возникающего поперечного усилия превысит значение
предельного сопротивления срезу материала прокладки, то после
этого дальнейшие деформации колец должны будут происходить
независимо друг от друга. Предельное усилие в прокладке на срез
зависит от типа материала, из которого она изготовлена, а так-
же, что немаловажно, от усилия обжатия щитовыми домкратами.
Оценивая схему работы таких стыков, можно сказать, что такие
стыки могут передавать поперечные силы, но никак не изгибаю-
щие моменты.

Дополнительное влияние на характер распределения усилий
в элементах кольца обделки оказывает работа продольного стыка
между блоками в кольце (рис. 4). В сборных обделках конструктив-
но этот стык делается плоским с ограниченной площадкой взаи-
модействия. Передача усилий от одного блока к другому в таком
стыке осуществляется за счет чистого контакта бетона по бетону.

уплотнительный

Рис. 4. Центрированный стык между блоками в кольце

При повороте блоков в кольце, ввиду появления эксцентри-
ситета сжимающей нормальной силы, в продольном стыке воз-
никает противодействующий момент. С ростом нагрузок блок
стремится повернуться относительно оси бетонного стыка на оп-
ределенный угол (угол поворота блока), при этом уменьшается
ширина площадки взаимодействия и возрастает смещение цен-
тра площадки относительно оси блока. Вследствие возникшего
эксцентриситета нормальной силы в стыке появляется противо-
действующий момент. Таким образом, чтобы точно оценить ста-
тическую работу обделки и учесть влияние противодействующего
момента, важно знать зависимость величины этого момента от
угла поворота блока.

В сборных обделках, собираемых без перевязки швов, смеж-
ные кольца находятся в равнозначных условиях и деформируются
по одинаковой схеме. Поэтому противодействующий момент, воз-
никающий в плоском стыке между блоками, будет иметь неболь-
шую величину и не окажет сколько-нибудь значимого влияния на
распределение усилий в кольце. Поэтому при расчете таких обде-
лок можно не учитывать взаимное влияние колец, а продольный
стык допускается моделировать как шарнир. Однако в неустойчи-
вых грунтах типа водонасыщенных песков, илов, текучих глин ис-
пользование обделки без перевязки швов недопустимо, так как не
будет обеспечена ее устойчивость и несущая способность. В слож-
ных геологических и гидрогеологических условиях сборные обдел-
ки устраиваются с перевязкой продольных швов. За счет перевязки
обделка приобретает жесткость. Поэтому в процессе работы такой
обделки моменты в плоском стыке будут непосредственно зависеть
от возникающих дополнительных усилий взаимодействия с сосед-
ними кольцами. В этом случае для правильной оценки несущей
способности обделки особенно важно учитывать влияние противо-
действующего момента в продольном стыке.

В мировой практике тоннелестроения для расчета обделок
кольцевого очертания на практике реализуются два принципи-
альных подхода.

Первый подход реализует немецкая фирма “BILFINGER +
BERGER”, которая проводила расчет обделки Лефортовских тон-
нелей по методике, апробированной для тоннеля под р. Эльба. Рас-
четная схема представляет собой два смежных кольца обделки.
Каждое кольцо моделируется как многоэлементная стержневая сис-
тема на упругом основании, к которой прикладываются расчетные
действующие нагрузки (рис. 5). В зависимости от инженерно-геоло-
гических условий и глубины заложения тоннеля для каждого рас-
четного сечения задается своя схема взаимодействия с окружающим
грунтовым массивом. В случае мелкого заложения при преоблада-
нии боковых нагрузок отпор грунта задается по параболическому
закону, т.е. отпор в шелыге свода задается равным нулю и посте-
пенно возрастает до максимального значения на уровне горизон-
тального диаметра. Реакция грунтового массива моделируется
упругими элементами, установленными в соответствующих узлах
расчетной схемы.

Особый интерес в немецкой методике вызывает моделиро-
вание статической работы всего тоннеля с учетом взаимодейст-
вия смежных колец обделки. В реальном сооружении работа
обделки как единого целого происходит за счет перераспределе-
ния усилий между кольцами через кольцевые стыки. В Лефортов-
плоток -Свод .

э	=Р- подъемная сила +

в	в

+ собственный вес

Рис. 5. Расчетная схема:

к0 — коэффициент бокового давления
для первичных напряжений

k0 = 1 - sincp';

ср' — угол внутреннего трения

ских тоннелях в конструкции кольцевого стыка применен стык
типа “паз — выступ”. В немецкой расчетной схеме такое соедине-
ние моделируется при помощи пружин заданной жесткости, ко-
торые устанавливаются между двумя кольцами в узлах.

Еще одной особенностью рассматриваемой методики расче-
та является моделирование работы центрированного плоского сты-
ка между блоками в кольце (так называемого продольного шва).
Для того, чтобы адекватно моделировать работу обделки, жела-
тельно учитывать появление изгибающего момента в стыке. В не-
мецкой методике влияние момента учитывается на основании
теории Леонхардта и Райманна. Ими была исследована связь меж-
ду углом поворота, нормальной силой и противодействующим
моментом в плоском бетонном стыке. На основе этих исследова-
ний была построена диаграмма зависимости момента от угла по-
ворота (рис. 6).

В статической модели эта взаимосвязь реализуется за счет ус-
тановки в шве параллельных поворотных пружин определенной
жесткости, которые включаются в работу последовательно в за-
висимости от величины раскрытия продольного стыка.
Рис. 6. Диаграмма изгибающих моментов — углов
поворота по Леонхардту/Райманну
в безразмерном представлении (без учета
влияния ползучести)

Оценивая изложенное выше, можно сделать вывод, что по-
добный подход к методике расчета и расчетные предпосылки по-
зволяют с достаточной точностью моделировать реальную работу
обделки.

Рассмотренная методика моделирования статической рабо-
ты сборной обделки не является единственной. Существует и вто-
рой подход к расчету сборных обделок, который принципиально
отличается от первого. Немецкой фирмой “PSP” был проведен
расчет сборной обделки меньшего диаметра для Казанского мет-
рополитена. В этом расчете сборная обделка моделируется в виде
монолитного кольца. Влияние продольных стыков на статическую
работу обделки в этом расчете учитывается за счет уменьшения
жесткости всего кольца на 45% по сравнению с жесткостью са-
мого блока. Данная предпосылка используется на основании пред-
варительно проведенных исследований и исходя из опыта расчетов.
Однако, как показали проверочные расчеты, уменьшение жест-
кости всего кольца не достаточно учитывает пространственную
работу обделки. При таком подходе не учитывается влияние про-
дольных стыков на распределение усилий в кольце и передача
усилий от одного кольца к другому.

Проведенный в НИЦ ТМ анализ описанных выше методов,
а также испытания обделки в натуре на стенде и последующий
мониторинг напряженно-деформированного состояния конструк-
ции при сооружении тоннелей Казанского метро подтвердили пра-
вомерность принятия предпосылок, которые реализованы в первом
подходе. На основе проведенного анализа статической работы об-
делки с перевязкой швов была разработана программа РТОП (рас-
чет тоннельных обделок с перевязкой) с учетом требований
отечественных нормативных документов. В основе алгоритма ра-
боты программы РТОП лежит блок-схема, приведенная ниже.

Программа РТОП в своей окончательной версии разрабаты-
валась для расчета обделки Казанского метрополитена. Ввиду то-
го, что конструкция такой обделки является новой для
отечественной практики, были проведены стендовые испытания
трех колец обделки Казанского метро. По результатам испытаний
была откорректирована методика расчета и расчетная схема.

Для сравнения в таблице представлены значения моментов и
нормальных сил, полученных по результатам расчета по откор-
ректированной методике, и значения моментов и нормальных сил,
полученных по результатам испытаний.

Сравнение величин изгибающих моментов и нормальных сил,
полученных путем измерений и по расчету, показывает их удов-
летворительную сходимость. Более высокие значения расчетных
экстремальных изгибающих моментов, по-видимому, можно от-
нести за счет пренебрежения величинами небольших моментов в
стыках, которые в расчете приняты шарнирными.

Подводя итоги вышесказанному, можно заключить, что раз-
работанная НИЦ ТМ расчетная модель статической работы кру-
говых тоннельных обделок с перевязкой швов принципиально
правильно отражает фактическую работу конструкции, что под-
твердили результаты испытаний. За счет принятия шарниров в
плоских центрированных стыках обделка по расчету имеет неко-
торый запас прочности. Развитие методики поэтому предполагает
учет стыковых изгибающих моментов в кольце, что в свою оче-
редь требует проведения дополнительных исследований.
БЛОК - СХЕМА ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ ДЕЙСТВИЙ ПРИ
РАСЧЕТЕ КОЛЕЦ ОБДЕЛКИ С УЧЕТОМ ПЕРЕВЯЗКИ ШВОВ

1.	Проверка введенных исходных данных.

2.	Расчет деформаций кольца «А» от дейст-
вующих нагрузок.

3.	Расчет деформаций кольца «Б» от дейст-
вующих нагрузок.

4.	Определение относительной деформации
колец «А» и «Б».

5.	Последовательное загружение колец «А» и
«Б» единичными силами в узлах с состав-
лением матрицы деформаций от прикла-
дываемых усилий.

6.	Пошаговое загружение колец «А» и «Б»
действующими нагрузками с определени-
ем сил взаимодействия колец.

7.	Пошаговая проверка результатов:

-	для плоского стыка - поузловая про-
верка достижения предельных значе-
ний усилий в прокладках;

-	для стыка типа «паз - выступ» - про-
верка величины закрытия зазора в сты-
ке между пазом и выступом.

8.	Изменение расчетной схемы:

для плоского стыка - исключение со-
ответствующего узла расчетной схемы
из совместной работы колец;

для стыка типа «паз - выступ» -
включение соответствующего узла в
совместную деформацию колец.

9.	Расчеты деформаций колец «А» и «Б» с
учетом воздействия найденных узловых
поперечных сил.

10.	Выдача результатов на печать и построе-
ние эпюр моментов (М) и нормальных сил
(N).
Сравнение изгибающих моментов и нормальных сил в обдел-
ке, полученных по результатам испытаний и по расчетам

Номера узлов	Изгибающие моменты в обделке М, кН*м		Нормальные силы в об- делке N, кН	
	испытания	расчет	испытания	расчет
2	38.0	54.0	346	310
6	-33.0	-42.0	283	352
8	-72.0	-80.0	402	371
12	10.0	18.0	333	336
14	-4.0	3.0	276	344
18	1.0	-6.0	175	343
20	-4.0	13.0	298	340
23	8.0	0.0	164	349
26	5.0	29.0	116	334
28	-1.0	0.0	264	339
32	23.0	2.0	348	342
34	6.0	14.0	285	336
38	-58.0	-83.0	360	372
40	-20.0	-46.0	187	353
44	31.0	57.0	268	309

Примечание. Номера узлов со-
ответствуют точкам расчетной
схемы, в которых измерялись
усилия в обделке на испытани-
ях.
о НЕПРАВОМЕРНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
КОЭФФИЦИЕНТА КРЕПОСТИ ГОРНЫХ ПОРОД
ПРОФ. М.М. ПРОТОДЬЯКОНОВА В НОРМАТИВНЫХ
ДОКУМЕНТАХ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ

Виноградов Б.Н. — канд. техн, наук

Приводится критика использования в нормативных документах так назы-
ваемого коэффициента крепости горных пород проф. М.М.Протодьяконова
в качестве основной характеристики грунтов при расчетах подземных со-
оружений, как не отвечающего требованиям подземного строительства и
современным классификациям грунтов. Указывается на противоречивость
в определении коэффициента крепости по некоторым нормам и допускае-
мые вследствие этого просчеты при прогнозировании величины горного дав-
ления, что приводило в ряде случаев к тяжелым последствиям для
строительства. Обосновываются другие подходы к определению нагрузок
от горного давления при проектировании тоннельных сооружений.

Неопределенность и противоречивость в определении понятия
коэффициента крепости горных пород по М.М.Протодьяконову про-
должает иметь место в нормативных документах по проектирова-
нию и строительству подземных сооружений. И это не случайно.

Проф. М.М.Протодьяконов ввел понятие о коэффициенте кре-
пости горных пород (в строительстве — “грунтов”) в горнодобы-
вающую промышленность и горную науку еще в начале прошлого
века. Он видел в нем некий универсальный прочностной показа-
тель пригодный, как для характеристики разрабатываемости гор-
ных пород, так и для оценки давления на крепь. Одно из основных
положений М.М.Протодьяконова состояло в том, что “ если ка-
кая-нибудь порода крепче другой в некоторое число раз в одном
каком-нибудь отношении, например при бурении, то во столько
же раз она будет крепче и во всяком другом отношении: при взры-
вании, в отношении давления на крепь и т.д.” [1]. Этот показатель
долгое время являлся основным для характеристики горных по-
род при ведении многих производственных процессов в горном
деле, а в последствии широко использовался в учебной и научно-
технической литературе по тоннелестроению.

С начала строительства метрополитена и крупных гидротехни-
ческих тоннелей в нашей стране за основу определения нагрузок на
обделки тоннелей была принята гипотеза сводообразования. Вели-
чину горного давления определяли по формуле П.М.Цымбаревича
[2], в которой свойства грунтов характеризовались коэффициентом
крепости по шкале М.М. Протодьяконова. Шкала была включена во
многие нормативные документы по подземному строительству.

С развитием и специализацией производственных процессов
горного дела, накоплением опыта подземного строительства один
коэффициент крепости не мог удовлетворить потребности инже-
неров и научных работников при проведении различных расче-
тов, конструировании машин, эксплуатации месторождений
полезных ископаемых и проектировании подземных сооружений.
В каждом отдельном случае привлекались дополнительные дан-
ные, характеризующие свойства пород в отношении каждого кон-
кретного производственного процесса. Коэффициент крепости
пород постепенно утрачивал свое значение, как и некоторые дру-
гие положения М.М.Протодьяконова общего характера. Никто не
станет, например, теперь утверждать, что если затраты на буре-
ние в связи с высокой прочностью грунта повышаются в два раза,
то для ее взрывания потребуется в два раза больше ВВ, а для
крепления выработки в два раза меньше материала. Грунт при
высокой прочности его отдельностей и высокой сопротивляемо-
сти бурению может быть настолько разбит трещинами, что не
потребуется большого труда на его разрушение. При высоких за-
тратах на бурение выработка может быть весьма неустойчивой.

Утратила свое значение и шкала-классификация горных по-
род по М.М.Протодьяконову. Недостатки этой таблицы как осно-
вы для определения нагрузок на тоннельные обделки общеизвестны.
Таблица не дает возможности учесть главнейший фактор, опреде-
ляющий нагрузки в скальных грунтах, — их трещиноватость. Таб-
лица не содержит таких характерных для современных условий
тоннельного строительства грунтов, как аргиллиты, алевролиты,
различные переуплотненные глины в современной их классифика-
ции и в то же время включает различные не характерные для тон-
нелестроения грунты, такие, как различные по крепости угли,
антрацит, не обладающие способностью к сводообразованию рас-
тительная земля, торф, болотистый.грунт. Использованная в таб-
лице терминология для характеристики грунтов (“крепкий”,
“некрепкий”, “вязкий”, “мягкий”, “отвердевшая глина”, “легкая
глина” и т.п.) не соответствует современным классификациям. Тер-
мин “крепость” применительно к рыхлым или разжиженным грун-
там не соответствует общепринятым понятиям о их свойствах.
Наличие в нормах подобной таблицы давало основание уста-
навливать коэффициент крепости по названию грунта. Неправо-
мерность такого подхода очевидна. Грунты, имеющие одно и то
же название, часто значительно отличаются по своим механиче-
ским свойствам. Известняки или песчаники, например, могут от-
носиться и к самой низкой, и к самой высокой категории по
прочности: их прочность на сжатие может быть и 10, и 200 МПа.
Разница в прочностных характеристиках в большей или меньшей
степени имеет место у всех разновидностей горных пород. Поэто-
му структура даже самой современной таблицы, построенной по
образу шкалы М.М.Протодьяконова, всегда будет выглядеть очень
громоздкой: скальные грунты одного названия должны быть рас-
пределены по многим прочностным категориям.

В главе СНиП (П-М. 4-62) на проектирование подземных гор-
ных выработок для предприятий по добыче полезных ископаемых
1962г. таблица М.М.Протодьяконова была помещена в изменен-
ном виде, но в 1965 г. была исключена. В 1968 г. она была исключе-
на из главы СНиП на проектирование метрополитенов, а в СНиП
на проектирование железнодорожных и автодорожных тоннелей
она находилась до выхода СНиП 32-04-97. Сохранение до настоя-
щего времени таблицы М.М.Протодьяконова в некоторых ведом-
ственных нормативных документах, например ВСН 126-90 [3],
является анахронизмом.

М.М.Протодьяконов давал несколько эмпирических формул
для определения величины коэффициента крепости f скальных
грунтов по показателям различных производственных процессов,
а также по величине временного сопротивления породы сжатию
6,ж , кгс/см2. Последняя выглядела следующим образом:

р _

~ Too '

В таком виде характеристика временного сопротивления сжа-
тию ничем не дополнялась, и получаемая величина должна была
рассматриваться в сравнении с аналогичными величинами, по-
лученными другими путями. Однако предприятия горнодобываю-
щей промышленности комплексных исследований коэффициента
крепости не проводили и применительно к особенностям инже-
нерно-геологических условий своих регионов пользовались каким-
либо одним, иногда разработанным ими самими, методом его
определения. Помимо назначения коэффициента крепости по на-
званию грунта или получения делением dcx на 100 использова-
лись методы определения его толчением, дроблением в шаровой
мельнице, раздавливанием образцов неправильной формы, ме-
тод дробимости (сбрасывания), по эталонному молотку и неко-
торые другие. Получаемые результаты не были сопоставимы и не
могли быть использованы для составления новой шкалы крепо-
сти горных пород. Кроме того, все методы основывались на испы-
таниях кусков грунта и не могли характеризовать свойства его в
массиве, а следовательно и давление на крепь выработки.

Наиболее универсальным из использовавшихся методов
определения коэффициента крепости некоторые специалисты счи-
тали метод толчения. В 1975 г. на этот метод под руководством
проф.М.М.Протодьяконова младшего был разработан и выпущен
соответствующий ГОСТ.

Обширные исследования физико-механических свойств гор-
ных пород, проведенные Институтом горного дела им. А.А.Ско-
чинского с использованием метода толчения, показали иные
зависимости между определяемым этим методом коэффициен-
том крепости и временным сопротивлением сжатию [4]. Оказа-
лось, что величина коэффициента пропорциональности между
этими величинами изменяется в очень широких пределах - от 60
до 500, составляя в среднем примерно 140. При этом для осадоч-
ных пород средняя величина этого коэффициента составляет 125,
а для изверженных 150.

Л.И.Барон [5], основываясь на проведенных им испытаниях
образцов горных пород, предлагал следующую формулу для оп-
ределения коэффициента крепости по величине временного со-
противления сжатию:

f =

300 V 30

Согласно этой формуле, величины коэффициентов крепо.
сти для слабых пород превышают ~~ , а для крепких - ниже этой
величины.

Таким образом, в горнодобывающей промышленности все
попытки уточнения коэффициента крепости пород остаются в
границах первоначального представления о нем как о прочност-
ной характеристике грунта “в куске”.

Строители гидротехнических тоннелей, пытаясь оценить свой-
ства скального массива применительно к расчетным формулам
для определения нагрузок на тоннельные обделки, вводили раз-
личные понижающие коэффициенты, чтобы получить расчетный
коэффициент крепости. Описаны случаи, когда число принимае-
мых коэффициентов доходило до 5, в результате чего общий по-
нижающий коэффициент, определяемый как произведение всех
частных коэффициентов, составлял для разных участков одного
тоннеля от 0,26 до 0,54, и коэффициент крепости снижался с 15
до 4 — 8.

Согласно действовавшему до 1997г. СНиП П-44-78 по проек-
тированию транспортных тоннелей [6], коэффициент крепости сле-
довало уточнять не только за счет горногеологических факторов, но
и за счет технологических. В результате он может изменяться в боль-
шое число раз. Никаких конкретных указаний о влиянии тех или
иных факторов на коэффициент крепости эти нормы не давали.

Значения коэффициентов крепости применительно к вопро-
сам разработки горных пород и расчета тоннельных обделок стали
со временем различными. В руководстве по изысканиям для целей
проектирования гидротехнических тоннелей [7], например, были
введены два понятия коэффициента крепости соответственно их
назначению. Среди некоторых геологов транспортного строитель-
ства также распространено понятие о двух коэффициентах крепо-
сти - “по разработке” и “по обделке”. Большинство из них
используют понятие коэффициента крепости “по обделке” также
и в качестве характеристики устойчивости грунта в выработке.

Субъективизм в оценках коэффициента крепости грунтов при-
водил во многих случаях к несоответствиям расчетных нагрузок,
принимаемых при проектировании обделок тоннелей, реально дей-
ствующим нагрузкам. В наибольшей степени это выражалось на
примерах проектирования тоннелей в условиях, когда величина
горного давления в значительной степени определялась тектони-
ческой напряженностью горного массива. Просчеты, допущен-
ные при прогнозировании величины горного давления, приводили
в ряде случае к тяжелым последствиям для строительства (Лысо-
горский, Дилижанский, Северо-Муйский тоннели). Подход к
оценкам нагрузок на транспортные тоннели в горноскладчатых
областях требовал коренного пересмотра.

В условиях спокойных напластований скальных грунтов, ко-
гда определяющим фактором формирования горного давления яв-
ляются силы тяжести, величина давления в значительной степени
зависит от трещиноватости грунтового массива. Изучению влия-
ния трещиноватости на инженерно-геологические условия строи-
тельства большое внимание стало уделяться начиная с 50-х годов
истекшего столетия.

Первым, кто предложил в России классифицировать скаль-
ные грунты по степени их трещиноватости и, таким образом,
внес существенный вклад в их оценки был, по-видимому,
Е.М.Смехов [8]. Л.И.Нейштадт предложила оценивать степень тре-
щиноватости горных пород по объему пустот в массиве [9].
И.Н.Шубин [10] выделил 5 степеней трещиноватости. В основу
деления им было положено расстояние между трещинами.

В главах СНиП на проектирование транспортных тоннелей
характеристика по степеням трещиноватости приводилась в при-
мечании к таблице ЦНИИС по нагрузкам на тоннели в скальных
грунтах. Трещиноватость характеризовалась средним расстоянием
между трещинами и объемом блоков грунта, определяемым пе-
ресекающимися трещинами.

В характеристиках трещиноватости не было полного единст-
ва даже в пределах одного ведомства. Так, в предыдущем издании
инструкции ВСН 126 1978 г. размер блоков, характеризующий
трещиноватость грунтов, был принят в 20—30 раз большим, чем
в утвержденной в том же году главе СНиП на проектирование
железнодорожных и автодорожных тоннелей. В методических ука-
заниях ЦНИИСа по определению горного давления [11] степень
трещиноватости предлагалось устанавливать по диаграмме тре-
щиноватости массива в зависимости от количества систем тре-
щин, угла между направлением оси тоннеля и простиранием
трещин, а также относительного модуля трещиноватости, под ко-
торым понимается отношение величины пролета выработки к сред-
нему расстоянию между трещинами или к среднему размеру
структурных блоков. В ВСН 126—78 и СНиП 11-44-78 степень тре-
щиноватости не связывалась с размером выработки.

Все приведенные в нормах классификации по степени тре-
щиноватости имеют один общий недостаток: за основу класси-
фикации принималось расстояние между трещинами и размер
блоков, а другие особенности трещиноватости (вид трещин, их
раскрытие, материал заполнения трещин), которые также влия-
ют на устойчивость грунтов в выработках, не учитывались.

Известна американская классификация пород по показателю
качества RQD, определяемому по выходу керна, и количественный
показатель качества массива пород Q, учитывающий количество сис-
тем трещин, шероховатость поверхности трещин, заполнение тре-
щин, обводненность пород и ослабление их напряженного состояния.
Предложены соотношения, связывающие показатель Q с ожидае-
мыми нагрузками на крепь при разных размерах выработки [12].

Показатель качества пород RQD как отношение общей дли-
ны сохранных кусков керна к длине пробуренного интервала в
скважине принят в СНиП 2.02.02-85 [13].

Н.С. Булычев [14] предлагал оценивать устойчивость грунтов
в выработках через комплексный показатель S, определяемый по
формуле с помощью ряда коэффициентов, в том числе и коэф-
фициентов, характеризующих трещиноватость по элементам,
аналогичным тем, которые приняты в системе определения по-
казателя качества массива Q. Работа была полезна тем, что ори-
ентировала на одновременный учет многих факторов, влияющих
на устойчивость пород в выработках.

Представляет интерес построение таблицы нагрузок на обдел-
ки Терцаги [15]. Характеристики трещиноватости приведены в об-
щей форме, но в весьма логичной последовательности (табл. 1).
Среднетрещиноватые породы объединяются в одну категорию с час-
тично разбитыми на блоки, а сильнотрещиноватые — с разбитыми
на блоки. Из таблицы следует, что высота выработки оказывает боль-
шее влияние на нагрузку, чем это принято в отечественных нормах.

Для решения вопроса о влиянии трещиноватости скальных
грунтов на их устойчивость и на величину горного давления на
тоннельную обделку ЦНИИС провел соответствующую эксперт-
ную оценку применительно к общему случаю: величина горного
давления определяется только гравитационным фактором. К экс-
пертной оценке были привлечены главные геологи ведущих про-
ектных организаций и другие специалисты в области подземного
строительства. В карте экспертной оценки требовалось указать ве-
личину коэффициента крепости для грунтов, имеющих прочность
на сжатие “в куске” 10, 20, 40, 80 и 160 МПа при разных степе-
нях их трещиноватости — от практически нетрещиноватых до раз-
дробленных (5 степеней трещиноватости).

Обработка данных экспертной оценки позволила выразить
высоту свода обрушения h,M, над верхней точкой обделки в сле-
дующем виде:

b

h =	для ГРУНТОВ’ оказывающих только вертикаль-

ное давление;

L

h = 0 2Rcc ~ для гРУнтов, оказывающих вертикальное и го-
ризонтальное давление,
где R - предел прочности грунта на сжатие “в куске”, МПа;

b - величина пролета выработки;

L - величина пролета свода обрушения;

а - коэффициент, учитывающий влияние трещиноватости массива.

Таблица 1

Горное давление Нр в метрах столба пород по Терцаги
на глубине, превышающей суммарную величину
ширины (В) и высоты (Н) выработки

Состояние породы	Горное давление Нр, м	Примечание
Крепкая и непо- врежденная	0	Легкая крепь необходима толь- ко при выкрашивании породы или стрелянии
Крепкие напласто- вания или слои- стость	0 - 0,5 В	Легкая крепь
Сплошная умерено трещиноватая	0 - 0,25 В	Нагрузка может неустойчиво меняться от места к месту
Умеренно трещи- новатая и разбитая на блоки	0,25 В - 0,35 (В+Н)	Бокового давления нет.
Разбитая на блоки и очень трещино- ватая	(0,35 - 1,1) (В+Н)	Боковое давление небольшое или полностью отсутствует
Полностью разру- шенная, но хими- чески не изменен- ная	1,1 (В+Н)	Значительное боковое давление требует непрерывного подкреп- ления нижних частей ребер или круговых ребер
Выжимаемая поро- да на умеренной глубине.  Выжимаемая поро- да на большой глу- бине	(1,1 - 2,1) (В+Н)  (2,1 -4,5) (В+Н)	Большое боковое давление, требующее установки обратных ребер опоры. Рекомендуются круговые ребра
Пучащая порода	До величины 75 м не зависит от ве- личины (В+Н)	Требуются круговые ребра. В исключительных случаях при- меняется податливая крепь

Коэффициент а принимается по отдельной таблице в зави-
симости от предела прочности грунта на сжатие “в куске” и кате-
гории' массива по степени трещиноватости. Последняя в
соответствии с СН 484 определяется в зависимости от трещин-
ной пустотности и густоты трещин — среднего расстояния между
трещинами наиболее развитой их системы [16].

Таким образом, в формуле сводообразования коэффициент
крепости может быть заменен конкретной величиной предела проч-
ности грунта на сжатие и обобщенным коэффицентом, учиты-
вающим влияние трещиноватости грунтового массива.

Не меньше оснований имеется для исключения коэффици-
ента крепости и из практики проектирования тоннелей в нескаль-
ных грунтах.

Проведенные в свое время ЦНИИСом широкомасштабные
измерения горного давления при строительстве перегонных тон-
нелей метрополитенов в нескальных грунтах показали, что фак-
тические нагрузки на обделки значительно отличаются от
принимаемых по традиционной расчетной формуле с учетом дан-
ных таблицы М.М.Протодьяконова. Вопреки расчетным данным
пески в общем случае оказывают меньшее давление, чем глини-
стые грунты, а давление последних в сильной степени зависит от
глубины заложения тоннеля, а также от их обводненности в слу-
чае поступления воды по образующимся в процессе проходки тре-
щинам в кровле выработки.

Результаты измерений пересчитывались по формулам сводо-
образования применительно к углам внутреннего трения грунтов
и после статистической обработки, являвшейся основой для оп-
ределения нормативных и расчетных нагрузок, вносились в нор-
мы проектирования метрополитенов [17]. Увеличение нагрузок для
тоннелей больших размеров принимается пропорционально уве-
личению пролета выработки.

Величина давления глинистых грунтов находится в прямой
зависимости от их плотности — от очень слабых и неустойчивых,
три которых давление принимается в соответствии с весом всей
вышерасположенной толщи грунтов, до весьма твердых (в пределе
Л) аргиллитов — скальных грунтов). Распределение по плотности
гой их части, в которой давление формируется по законам сводо-
образования, целесообразно связывать не с коэффициентом кре-
пости, а с коэффициентом природного уплотнения (табл. 2).

Такой подход принят в первых редакциях разрабатываемого Сво-
па правил по проектированию и строительству метрополитенов.

Исключение из нормативных документов положений, свя-
зывающих нагрузки на обделки от давления нескальных грунтов
с понятием их “крепости”, облегчит взаимопонимание наших спе-
циалистов с зарубежными коллегами и гармонизацию наших и
Таблица 2

Коэффициент природного уплотнения нескальных грунтов

Вид грунта в сечении и кровле выработки	Коэффици- ент природ- ного уплот- нения грунта
Глины твердые литифицированные (сланцеватые, аргилли- топодобные, мергелистые и т.п.)	1,0
Глины твердой консистенции переуплотненные типа верх- некаменноугольных или протерозойских	0,9
Крупнообломочные грунты с супесчано-песчаным заполни- телем, плотные глины и суглинки твердой консистенции	0,8
Пески плотные маловлажные или супесчано-суглинистые грунты	0,7
Глины и суглинки полутвердой консистенции	0,6

зарубежных норм по назначению нагрузок от горного давления
при проектировании тоннелей.

ЛИТЕРАТУРА

I.	Протодьконов М.М. Давление горных пород и рудничное кре-
пление, 4.1. Гос. научн-техн. горное изд-во, М., 1933.

2.	Цимбарсвич П.М. Механика горных пород. М., Углетехиздат,
1934.

3.	.ВСН 126-90. Крепление выработок набрызг-бетоном и анке-
рами при строительстве транспортных тоннелей и метрополи-
тенов. Нормы проектирования и производства работ.

4.	Ильницкая Е.И. и др. Свойства горных пород и методы их оп-
ределения. М., “Недра”, 1969.

5.	Барон Л.И. Коэффициенты крепости горных пород. М., “Нау-
ка”, 1972.

6.	СНиП П-44-78. Тоннели железнодорожные и автодорожные.
Нормы проектирования. 1978.

7.	Руководство по инженерно-геологическим изысканиям для строи-
тельства подземных гидротехнических сооружений. П-655-77,
Гидропроект. М., “Энергия”, 1978.

8.	Смехов Е.Н. и др. Трещиноватые породы и их коллекторные
свойства (методы исследований). Тр. ВНИГРИ, вып. 121, 1958.

9.	Нейштадт Л.И. Опыты качественного учета трещиноватости в
целях инженерно-геологической оценки горных пород. Мате-
риалы по инженерной геологии, вып. 4. М., “Мсталлургиз-
дат”, 1953.

Ю.Шубин И.Н. Оценка устойчивости горных пород в тоннельных
выработках. “Транспортное строительство”, №5, 1960.

11.	Методические указания по определению горного давления на
обделку транспортных тоннелей, сооружаемых в трещинова-
тых скальных породах. М., ЦНИИС, 1973.

12.	Barton N. Engineering Classification of Rock Masses for the Design
of Tunnel Support. “Rock Mechanick”, 1974, v.6, №4.

13.	СНиП 2.02.02-85. Основания гидротехнических сооружений. 1988.

14.	Булычев Н.С. Оценка устойчивости трещиноватых скальных по-
род при проведении горных выработок. Межвузовский сбор-
ник, вып.4, М., 1977.

15.	Proctor and White. Rock tunneling with Steel Support. Section I.
Carl Terzaghi. Rock defects and Loads on Tunnel Support. “The
commercial shearing and Stamping Co. “ Youngstown, OHLO.

16.	CH 484-76. Инструкция по инженерным изысканиям в горных
выработках, предназначенных для размещения объектов на-
родного хозяйства.

17.	Пособие по проектированию метрополитенов. М., ВПТИтранс-
строй, 1992.
ОПЫТ СООРУЖЕНИЯ ТОННЕЛЕЙ С ПРИМЕНЕНИЕМ
ЗАЩИТНОГО ЭКРАНА ИЗ ТРУБ ПОД ДЕЙСТВУЮЩИМИ
ТРАНСПОРТНЫМИ МАГИСТРАЛЯМИ

Щекудов Е.В. — инж.

Обобщен опыт сооружения тоннелей. Мониторинг напряженно-деформиро-
ванного состояния тоннельных конструкций показал, что статическая ра-
бота конструкций тоннелей, сооружаемых под защитой экранов из труб,
является существенно пространственной, что требует применения трех-
мерных расчетных моделей.

В практике тоннелестроения в последние годы широко при-
меняют экраны из труб, которые устраивают в качестве времен-
ной крепи по контуру будущего тоннеля. Экран из труб может
служить не только в качестве временной крепи, но и входить в
состав постоянной несущей конструкции [1, 2]. Для отечествен-
ного тоннелестроения способ сооружения тоннелей под дейст-
вующей магистралью с помощью экрана из труб является
относительно новым. Опыт в устройстве экранов из труб методом
микротоннелирования имеет Тоннельный отряд 44 Корпорации
“Трансстрой”.

В России под действующими железнодорожными и автодо-
рожными магистралями сооружены с помощью защитного эк-
рана из труб горным способом: пешеходный тоннель в Лужниках
(г. Москва), автодорожные тоннели по ул. Локомотивной на пе-
ресечении железнодорожных путей ст. Пермь-2 — ст. Свердловск
(г. Пермь), и на Волоколамской развязке (г. Москва), коллек-
торный тоннель на ул. Вавилова (г. Москва); методом продавли-
вания — автодорожный тоннель под железнодорожными путями
Павелецкого направления.

Лаборатория горного давления и норм расчета НИЦ ТМ
принимала активное участие в проектировании, научно-техни-
ческом сопровождении и мониторинге при строительстве всех
вышеперечисленных тоннелей; были разработаны совместно с
МАДИ методика расчета конструкций временной крепи при со-
оружении тоннелей под защитой экрана из труб и методика мо-
ниторинга напряженно-деформированного состояния (НДС)
временной крепи.
Минимизация деформаций поверхности в период строитель-
ства тоннелей принимается как основное условие при выборе всех
конструктивных и технологических решений. В случае проходки
под железной дорогой предусматривается установка страховоч-
ных пакетов под рельсовыми путями, а также стабилизация неус-
тойчивых грунтов в теле и основании тоннеля.

На основе анализа современного прогрессивного отечествен-
ного и зарубежного опыта сооружения тоннелей под насыпями
железных и автомобильных дорог можно рассмотреть следующие
варианты конструктивно-технологических решений с применени-
ем защитных экранов из труб, обеспечивающих ведение строи-
тельных работ без перерыва движения поездов и автомобильных
средств и с минимальными нарушениями поверхностных условий:
- продавливание крупногабаритных тоннельных секций под за-
щитой экранов из труб;

- проходка горным способом под защитой экранов из труб.

ПРОДАВЛИВАНИЕ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ТОННЕЛЬНЫХ
СЕКЦИЙ ПОД ЗАЩИТОЙ ЭКРАНОВ ИЗ ТРУБ

В настоящее время при строительстве тоннелей под дейст-
вующими магистралями все большее распространение получает
технология продавливания крупногабаритных тоннельных секций
шириной до 30 м, длиной до 25 м и массой до 3000 т и более под
защитой экранов из труб.

По сравнению с горным способом такая технология имеет
ряд существенных преимуществ: получение высококачественной
конструкции тоннеля с минимальным количеством швов и на-
дежной гидроизоляцией, практически исключение осадки поверх-
ности, значительное сокращение сроков строительства.
Свидетельством тому — успешный опыт строительства автотранс-
портных тоннелей в Японии.

Технология строительства тоннелей мелкого заложения под за-
щитой экранов из труб заключается в том, что до начала проходки
тоннеля в грунтовый массив над перекрытием или по всему конту-
ру будущего тоннеля продавливают или проталкивают в заранее
пробуренные скважины трубы защитного экрана, под прикрытием
которого разрабатывают грунтовое ядро и возводят конструкцию
тоннеля. С использованием опережающих экранов из труб можно
вести работы закрытым способом на минимальной глубине зало-
жения (до 0,2 м) без нарушения поверхностных условий.
Строительство тоннелей способом продавливания под защи-
той экранов из труб возможно по параллельной или последова-
тельной схеме. В первом случае после (или по мере) устройства
защитных экранов продавливают тоннельные секции заходками
определенной длины.

При последовательной схеме вначале устраивают экран из
труб на всю длину тоннеля, а затем на ту же длину разрабатывают
грунт, подкрепляя трубы экрана поддерживающими элементами
(например, рамами из двутавровых балок), располагаемыми че-
рез 1,5-2 м. После этого производят продавливание, а точнее над-
вижку тоннельных секций.

В Японии способом продавливания под защитой экранов из
труб построили два автотранспортных и один пешеходный тоннель.

Автотранспортный тоннель Куруме поперечным сечением
17x7,4 м построен под путями железнодорожной станции на глу-
бине 0,8 м от поверхности. Продавливание вели под экраном дли-
ной 55 м из стальных труб диаметром 318,5 мм.

Автодорожно-пешеходный тоннель длиной 24,5 м и площа-
дью поперечного сечения 201,3 м2 продавливали под путями же-
лезной дороги Осака - Нагойя с применением защитного экрана
длиной 16 м из 76 стальных труб диаметром 457,2 мм.

Пешеходно-коллекторный тоннель длиной 133,5, шириной
7,5 и высотой 5,2 м построен в г. Нагато под станционными же-
лезнодорожными путями в заиленном галечнике. Продавливание
10 железобетонных секций вели под защитой двух экранов дли-
ной 75 и 65 м из стальных труб диаметром 914 мм, устроенных с
обеих сторон насыпи.

В процессе продавливания каждого из этих тоннелей осадки
грунтового массива и смещения железнодорожных путей зафик-
сированы не были.

Нахимовский тоннель под железнодорожными путями Паве-
лецкого направления МЖД соорудили под защитой экрана из
труб 0630 мм методом продавливания без перерыва движения.
Сам процесс продавливания не превысил 2 месяца. Принятые
параметры труб защитного экрана обеспечили безопасность дви-
жения поездов при строительстве.

Устройство опережающих экранов из труб по периметру про-
давливаемых секций тоннеля не нарушает грунтовой массив, по-
скольку установка в грунт элементов защитного экрана
практически не изменяет его напряженно-деформированного со-
стояния.
При продавливании секций тоннеля под защитой экрана из
труб нарушения грунта происходят лишь в небольшой зоне, огра-
ниченной трубами экрана, так как связь между этой зоной и ос-
тальным грунтом нарушается. В связи с этим горизонтальные
смещения грунта перед продавливаемой конструкцией при уст-
ройстве экрана по перекрытию и стенам тоннеля исключаются, а
при создании его только по перекрытию существенно снижаются
и наблюдаются лишь по бокам тоннеля. Наряду с горизонтальны-
ми значительно уменьшаются вертикальные смещения грунтово-
го массива, поскольку трубы защитного экрана, деформативность
которых намного меньше деформативности грунта, удерживают
расположенную над экраном часть грунтовой толщи, восприни-
мают возникающие при нарушении грунта в призабойной зоне
усилия и перераспределяют их на продавливаемую конструкцию
и ненарушенный грунт перед забоем. При этом появляется воз-
можность вести продавливание непосредственно под фундамен-
тами зданий, опорами эстакад и путепроводов, а также под
существующими подземными сооружениями и коммуникациями.

Технология продавливания в сочетании с защитным экра-
ном из труб имеет и другие положительные особенности. Значи-
тельно уменьшаются усилия продавливания, поскольку
сопротивление трения материала обделки по грунту заменяется
сопротивлением трения по стали. Применяя перфорированные тру-
бы, можно еще больше снизить сопротивление трения путем на-
гнетания за обделку антифрикционных составов.

Следует также отметить и повышение точности продавлива-
ния тоннеля, так как трубы защитного экрана служат в качестве
направляющих. С этой же целью может оказаться эффективным
Устройство дополнительных труб-направляющих в лотковой час-
пи тоннеля.

При продавливании тоннелей под экраном существенно об-
егчастся процесс разработки и крепления забоя в связи с тем,
то трубы экрана обеспечивают надежное крепление кровли, а
иногда и боков выработки; лоб забоя можно удерживать облег-
ченной крепью.

Таким образом, использование технологии продавливания
тоннелей под защитой экранов из труб позволяет значительно
повысить устойчивость расположенного вокруг продавливаемой
конструкции грунтового массива, практически исключив нару-
шения поверхностных условий, а также уменьшить усилия про-
давливания, что, в свою очередь, дает возможность снизить
требуемую мощность продавливающей силовой установки, об-
легчить конструкцию обделки, увеличить возможную длину и по-
высить точность продавливания.

С целью повышения эффективности рассматриваемой тех-
нологии следует предусмотреть возможность включения экрана
из труб в состав постоянной конструкции тоннеля.

ПРОХОДКА ГОРНЫМ СПОСОБОМ ПОД ЗАЩИТОЙ
ЭКРАНОВ ИЗ ТРУБ

Такая технология особенно эффективна при использовании
для устройства защитных экранов микротоннельной технологии,
которая в последние годы получает все большее распростране-
ние, позволяет механизировать и ускорить процесс устройства
экранов из труб в широком диапазоне инженерно-геологических
условий: от полускальных и мягких до слабых водонасыщенных
грунтов с включениями гальки и валунов. Во многих странах соз-
даны механизированные и автоматизированные щитовые комплек-
сы для проходки тоннелей малых диаметров, которые успешно
используют и для устройства экранов из труб. При этой техноло-
гии возможно строительство тоннелей практически любых форм
и размеров поперечного сечения длиной до 80-100 м.

В г. Атланте (США) при строительстве перегонных тонне-
лей метрополитена под скоростной 10-полосной автомагистра-
лью 1-285 с интенсивностью движения около 260 тыс. автомобилей
в сутки применили опережающую крепь из пройденных по кон-
туру микротоннелей, закрепленных стальными трубами и запол-
ненных бетоном. Другие варианты технологии проходки тоннелей
без прекращения движения по автомагистрали (продавливание
прямоугольных секций, новый австрийский способ, закрепление
грунта струйной цементацией или замораживанием) в процессе
проектирования были отвергнуты по разным причинам.

Два однопутных тоннеля подковообразного поперечного се-
чения пролетом 6,4 и высотой 7 м проходили на расстоянии 11,5 м
один от другого (в осях) на глубине 1,2 м от поверхности магист-
рали. Насыпь сложена слабоустойчивыми песчаными и гравели-
стыми грунтами, подстилаемыми гнейсами. Уровень грунтовых вод
залегает выше тоннеля. Для проходки контурных выработок впер-
вые в США использовали микротоннельный комплекс “AVN”-
300 диаметром 770 мм германской фирмы “Херренкнехт”. В состав
комплекса входит щитовой агрегат с роторным рабочим органом
и пригрузочной камерой, заполняемой под давлением бентони-
товой суспензией.

Работы вели из стартовых котлованов, продавливая 6-метро-
вые секции стальных труб диаметром 762 мм гидравлическими
цилиндрами с усилием 3400 кН. Секции соседних микротоннелей
соединяли между собой замковыми устройствами. Контроль за на-
правлением продавливания осуществлялся по лучу лазера компь-
ютерной системой. После задавливания стальных секций их
заполняли бетонной смесью и разрабатывали грунтовое ядро, под-
крепляя секции арочной крепью. В последнюю очередь возводили
обделку из монолитного бетона толщиной 508 мм. В процессе строи-
тельства тоннелей вели инструментальные измерения осадок на-
сыпи и деформаций дорожного покрытия. Был обнаружен
незначительный (до 6,3 мм) подъем поверхности земли.

С применением микротоннельной технологии были возве-
дены экраны из труб при строительстве двух пешеходных тонне-
лей под автомагистралью Оршард в г. Сингапуре. Эта
автомагистраль является самой напряженной в городе и пропус-
кает в сутки до 200 тыс. автомобилей. Для возможности пересе-
чения магистрали пешеходами здесь в период с 1984 по 1989 гг.
были построены три пешеходных тоннеля, причем два из них
строили открытым способом и один — способом продавливания.
Несмотря на то, что строительство открытым способом оказа-
лось на 5 % дешевле, новые тоннели сооружали закрытым спо-
собом под экранами из труб.

Первый из них длиной 33 м с размером поперечного сечения
в свету 5x2,65 м заложен в слабоустойчивых грунтах и проходит
под существующими инженерными коммуникациями (канализа-
ционный стальной трубопровод, дренажный коллектор). Строи-
тельство тоннеля начали с устройства экранов из 28 стальных
труб диаметром 558 мм и длиной 24 м с помощью микротоннель-
ного щитового комплекса фирмы “Исеки-Политех” (Япония) с
дистанционным управлением. Трубы располагались по перекры-
тию, стенам и лотку тоннеля и соединялись между собой замко-
выми устройствами из труб диаметром 100 мм. Отклонение труб
экрана от проектного положения не превышало 25 мм.

Проходку тоннеля под экраном из труб вели по технологии
горного способа из забойного котлована. Через каждые 3 м возво-
дили замкнутые рамные конструкции из стальных прокатных ба-
лок, впоследствии омоноличенных бетоном. Продавливание труб
заняло около 3 мес., а строительство тоннеля завершили за 1 год.
При сооружении в 1992-1993 гг. второго тоннеля длиной 40 м
экран из труб устраивали только по перекрытию и стенам тоннеля.
Тоннель прямоугольного поперечного сечения размером 5,4x3,5 м
заложен в глинистых грунтах с прослойками ила и включениями
гранита на глубине до 10 м от поверхности земли; уровень грун-
товых вод располагается в 1,5-2 м от дневной поверхности. Трасса
тоннеля проходит под одним из главных в городе коллекторов
шириной 4 м, ниже которого залегает канализационный трубо-
провод диаметром 380 мм, в непосредственной близости от фун-
даментов зданий.

Строительство тоннеля начали с возведения стартового и фи-
нишного котлованов по обе стороны магистрали. Стартовый кот-
лован размерами в плане 10x6 и глубиной 12 м и финишный
10x3, глубиной 10 м закрепляли свайной крепью. 29 труб экрана
диаметром 500 мм устраивали двумя микротоннельными щито-
выми комплексами “Исеки Анклмоул”, работающими независи-
мо друг от друга. Щиты оборудованы режущими дисками,
смонтированными на коническом роторе. Темп продавливания труб
изменялся от 100-200 в мягких глинах до 35-70 мм/мин в твердых
и средней плотности глинах с включениями гранита. Усилие про-
давливания увеличивалось с 100-200 до 800 кН. Трубы диаметром
500 мм, толщиной стенок 9 мм продавливали звеньями по 3 м и
соединяли между собой сваркой. В поперечном направлении тру-
бы объединялись замковыми устройствами по типу шпунта (уг-
лубление на одном конце и Т-образный выступ на другом).

Проходку тоннеля под экраном из труб вели по технологии
горного способа, разрабатывая сначала призмы грунта у стен и
устанавливая боковые стойки рамной крепи, а затем - в верхней
части с установкой ригеля. Стойки и ригель соединяли между со-
бой болтами, а с трубами экрана сваркой. В последнюю очередь
удаляли грунт в лотковой части и устанавливали балки в лотке.
Шаг поддерживающих рам составлял 6 м. Грунт разрабатывали
мини-экскаватором “обратная лопата” и удаляли в скипах на по-
верхность земли. Осадки дневной поверхности при проходке тон-
неля не превышали 30-40 мм.

Под экраном из труб был пройден тоннель в песках, гравии и
иле под железной дорогой в Калифорнии (США). По контуру тон-
неля с помощью микротоннельной технологии был устроен экран
из 21 стальной трубы диаметром 762 мм (11 труб по перекрытию и
по 5 труб по стенам тоннеля). Расстояние между трубами составляло
305 мм, а между верхом труб экрана и подошвой рельсов — 1,4 м.
По мере продвижения микротоннельных комплексов продав-
ливали трубы звеньями по 4,8 м. В полость каждой трубы уклады-
вали арматурные стержни, а затем бетонную смесь. Под защитой
экрана из труб разрабатывали грунт заходками по 1,2 м и уста-
навливали поддерживающие стальные рамы. Для крепления забоя
применяли фиберглассовые анкеры. В зазоры между трубами эк-
рана нагнетали цементный раствор. Строительство тоннеля ве-
лось без перерыва движения поездов и без осадок грунтового
массива.

Существенный прогресс в развитии технологии проходки тон-
нелей с использованием экранов из труб достигнут в Японии. Не-
давно реализован проект строительства двухъярусной подземной
станции метрополитена в г. Сендай под 15 железнодорожными
путями.

Трехпролетное двухъярусное сооружение из монолитного же-
лезобетона шириной 18 и высотой 12,3 м заложено на глубине
3,27-3,8 м от низа шпал в толще илистых и глинистых грунтов,
подстилаемых гравием. Уровень грунтовых вод расположен на глу-
бине 5-6 м от поверхности. Экран из труб диаметрами 1,0 и 0,72 м
был устроен по перекрытию и стенами сооружения на глубине 2 м
от поверхности. Трубы были рассчитаны на восприятие изгибаю-
щего момента до 37,3 т-м.

Строительство станции под экраном из труб сопровождалось
осадками, не превышающими 13,3 мм, что меньше допустимых
(L/600, где L = 72 м).

В январе 1993 г. было начато, а в июне 1995 г. завершилось
строительство двух параллельных трехполосных тоннелей Мэйко
длиной по 3,3 км. Тоннели сечением 16,6x10,9 м проходят в толще
песчано-гравийных отложений на глубине 7-35 м от поверхности.
На южном участке тоннеля длиной 370 м в несцементированных
песках и гравии применили экран из стальных труб диаметром
114,3 мм и длиной 12 м. Под защитой экрана проходку вели спо-
собом нижнего уступа заходками по 8-9 м, подкрепляя трубы
экрана стальными арками. Осадки поверхности земли не превы-
шали 20 мм.

Устройство защитных экранов из труб методом микротоннели-
рования в России впервые было применено в Лужниках (г. Москва).

Пешеходный тоннель длиной 30 м под железнодорожной
насыпью в Лужниках проходили под экраном из стальных труб
0 820x12 мм двумя встречными забоями. До начала проходки тру-
бы были усилены путем заполнения их бетоном с арматурным
каркасом. Несущая система тоннеля представляла собой стальные
рамы, устанавливаемые по мере проходки с шагом 3.0 м, на ко-
торые опирался экран из труб. Экран сооружали путем продавли-
вания труб микрощитовым комплексом с бентонитовым пригрузом
(Германия). Сначала соорудили горизонтальный экран (в пото-
лочной части тоннеля), затем — в зоне боковых стен. После окон-
чания работ по продавливанию труб сначала установили две
крайние рамы, затем приступили к проходке тоннеля двумя за-
боями — со стороны стартового и приемного котлованов. Проход-
ку вели заходками по 3 м.

Максимальное измеренное усилие в одной из средних колонн
наиболее напряженной рамы № 10 достигло значения 2050 кН
(расчетное значение — 4460 кН). Максимальное усилие в одной
из боковых колонн рамы № 6 достигло 1070 кН (расчетное зна-
чение — 1060 кН). Фактические усилия в средних колоннах рам в
зоне сбойки оказались значительно ниже расчетных.

Автодорожный тоннель длиной 34.24 м под железнодорож-
ной насыпью в г. Перми сооружался под экраном из стальных
труб 01020x12 мм. Тоннель пересекает железнодорожную насыпь
высотой 15.2 м, отсыпанную мелким и пылеватым песком. Воз-
раст насыпи 89 лет. Поперечное сечение тоннеля прямоугольное
11.89x5.75 м.

Впервые в мировой практике осуществлено строительство тон-
неля на ослабленных торфом грунтах с созданием замкнутого за-
щитного экрана методом микротоннелирования. Экран сооружали
путем продавливания труб микрощитовым комплексом фирмы
“Херренкнехт” с бентонитовым пригрузом (Германия). Сначала
соорудили горизонтальный экран (в лотковой части тоннеля), за-
тем — в зоне боковых стен, в перекрытии и 4 трубы — в теле
тоннеля. Трубы экрана располагались по контуру будущего тонне-
ля с шагом 1155 мм.

До начала проходки трубы были усилены путем заполнения
их бетоном. Несущая система тоннеля представляла собой сталь-
ные рамы, устанавливаемые по мере проходки с шагом 2.0 м,
на которые опирался экран из труб. Разработку грунта в сече-
нии тоннеля и установку подкрепляющих рам вели в два этапа:
сначала разрабатывали верхнюю часть высотой забоя 3.5 м с
подкреплением верхних труб балкой высотой 1 м и опиранием
на 3 стойки, затем нижнюю высотой уступа 4 м. Стойки опира-
лись на временные полые трубы, которые были продавлены в
средней части сечения.
После окончания работ по продавливанию труб сначала ус-
тановили крайние рамы, затем начали проходку тоннеля. Про-
ходка велась заходками по 2 м. Стыки между трубами заваривались
стальными листами, обделка тоннеля была выполнена из моно-
литного железобетона.

Для предотвращения просадки тоннель установили на ис-
кусственном основании из грунтоцементных свай, выполненных
по технологии струйной цементации с применением оборудова-
ния итальянской фирмы “Puntel Tecniwell”.

Принятая технология сооружения тоннеля и несущие техно-
логические конструкции (защитный экран из труб и рамы кре-
пи) при проходке верхнего и нижнего уступов сечения тоннеля
обеспечили безопасное ведение работ без перерывов движения
поездов на напряженной железнодорожной магистрали.

Строительство тоннеля под железнодорожной насыпью без
перерыва движения поездов на напряженной магистрали предъ-
являло повышенные требования к обеспечению надежной рабо-
ты крепи на всех этапах строительства. В этих условиях мониторинг
рассматривали как неотъемлемую часть технологии строительст-
ва тоннеля.

Под защитой экрана из труб был сооружен Волоколамский
тоннель под путями Рижского направления в г. Москве. Экран со-
оружался микрощитовым комплексом фирмы “Херренкнехт”. Бы-
ла обеспечена проходка тоннеля без перерывов движения поездов.

Приведенная выше технология является универсальной при
проходке тоннелей мелкого заложения под улицами и дорогами
вместо традиционных открытых способов. На рис. 1 показаны эта-
пы строительства тоннеля горным способом.

РЕЗУЛЬТАТЫ АНАЛИЗА НАБЛЮДЕНИЙ ЗА НДС КРЕПИ
ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ ПЕРМСКОГО И
ВОЛОКОЛАМСКОГО ТОННЕЛЕЙ

Мониторинг напряженно-деформированного состояния вре-
менной крепи и участие в Научно-техническом сопровождении
строительства Пермского и Волоколамского тоннелей проводи-
ла лаборатория горного давления и норм расчета (канд. техн, на-
ук В.В. Чеботаев, инж. Л.А. Воробьев — руководитель работ, инж.
Е.В. Щекудов, инж. А.А. Кубышкин).

По данным измерений НДС временной крепи Пермского тон-
неля строили графики изменения нагруженности рам в процессе
/этап

III этап

Рис. 1. Этапы сооружения тоннеля горным способом под
экраном из труб:

1 — упор; 2 — подмости; 3 — домкратная установка;

4 — экран из труб; 5 — экскаватор; 6 — автопогрузчик;

7 — поддерживающие элементы; 8 — опалубка; 9 — бето-
новод; 10 — бетононасос

проходки. Схема расположения измерительных баз деформомет-
ров для определения усилий в рамах дана на рис. 2.

Изменение нагруженности рам в процессе проходки верхне-
го уступа показано на примере 1 рамы (рис. 3).

Расчетная нагрузка на рамы крепи приведена в табл. 1, а на-
грузка по результатам мониторинга — в табл. 2.
Рис. 2. Расположение измерительных баз деформометров на раме № 1:

1(1) ~22 (22) — базы соответственно со стороны Южного портала и (в скобках)
с обратной стороны

чо
A)

Базы 11/12, 13/14, 15/16, 17/18, 19/20

Захолка на раму	№2	№3	№4	№5	№6	№7	№8	№9	№10	№11	№12
Разр, | Менг.		' 1			' 1		я|	|			*

Б)

Рис. 3. А), Б). Проходка верхнего уступа. Усилия в раме № 1
В)

Базы 1/2,3/4,5/6,7/8,9/Ю

Рис. 3. В), Г). Проходка верхнего уступа. Усилия в раме № 1
Нагрузки на рамы по расчету, т/м

Заходки	Рамы											
	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
1	25.4											-1.8
2	-13.4	27.1										-1.3
	12.0											-3.1
3	-6.0	-5.2	27.1									-0.7
	6.0	21.9										-3.8
4	-6.1	2.2	-9.7	34.7								1.2
	-0.1	24.1	17.4									-2.6
5	-1.3	0.1	0.4	-8.8	32.2							4.6
	-1.4	24.2	17.8	25.9								2.0
6	-1.9	-0.6	-0.6	0.6	-8.4	31.9						10.2
	-3.3	23.6	17.2	26.5	23.8							12.2
7	-0.6	-0.4	-0.6	-0.3	0.6	-5.5	21.8					13.5
	-3.9	23.2	16.6	26.2	24.4	26.4						25.7
8	-0.2	-0.2	-0.3	-0.3	-0.1	0.4	-3.2	13.2				15.8
	-4.1	23.0	16.3	25.9	24.3	26.8	18.6					41.5
9	-0.1	0	-0.1	-0.1	-0.1	-0.1	0.1	-1.2	4.8			13.9
	-4.2	23.0	16.2	25.8	24.2	26.7	18.7	12.0				55.4

Сравнение расчетной нагрузки с нагрузками по результатам
мониторинга выявило следующее:

-	нагрузка на рамы по измеренным нормальным силам в стойках
(средняя в конечном состоянии 102 кН/м) составляет от 50 до
75 % от соответствующей нормативной по расчету;

-	средняя нагрузка в расчете на одну раму по окончании проходки,
определенная по изгибающим моментам в ригеле (137 кН/м),
практически совпала со средней нормативной нагрузкой по рас-
четам (136 кН/м), что свидетельствует об удовлетворительном
качестве и уровне достоверности проведенных измерений;

-	многократное измерение изменений напряжений в рамах во вре-
мя прохождения поездов показали, что влияние нагрузки от
поездов не превышало 20-25 % от напряжений, измеренных в
элементах рам в отсутствие поезда;
Нагрузки на рамы по измерениям, т/м

Заходки	Рамы											
	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12
1	11.1/  5.4											-/
2	-0.8/  3.2	16.0										-/
	10.3/  8.6											-/
3	-0.5/	0.1										-/
	9.8/	16.1										-/
4	3.9/  4.1	2.7		11.6/  11.3								
	13.7/  15.6	18.8										-/  1.1
5	-1.1/  -1.2	-3.8		4.6/ -4.0								-/  1.9
	12.6/  14.4	15.0		16.2 /7.3								-/  3.0
6	2.0/  2.0	-0.8		-2.5/  -1.5		5.3/  3.7						-/  1.9
	14.6/  16.4	14.2		13.7/  5.8								-/  4.9
7	-4.0/  -4.8	-3.6		3.1/  9.0		2.4/  7.4	6.0/  20.1					-/ 10.3
	10.6/  11.6	10.6		16.8/  14.8		7.9/  11.1						-/  15.2
8	-0.6/  -2.2	0.2		-2.2/  -1.4		5.3/  1.2	2.2/  3.7					-0.7
	10.0/ 9.4	10.8		14.6/  13.4		13.2/  12.3	8.2/  23.8					-/  14.5
9	-3.7/  2.3	-		-		-	0.8/  -0.1		3.0/  4.5			-/
	6.3/  11.7	-		-		-	9.0/  23.7					-/
10	4.4/  0.0	-0.4		6.6/  1.5		-1.3/  -0.4	0.1/  1.4		-0.9/  -1.4	4.4		-/ -0.2
	10.7/  11.7	10.4/		21.2/  14.9		11.9/  13.8	9.1/  25.1		2.1/  3.1	4.4/  12.0		-/  14.3

Примечание. Нагрузки в стойках — числитель, нагрузки в ригеле —
знаменатель.

-	в рамах могут возникать значительные дополнительные локаль-
ные усилия от технологических (монтажных) воздействий: мощ-
ных монтажных домкратов; болтовых и сварных соединений,
особенно во фланцевых соединениях ригеля с колоннами из-за
неплотного прилегания фланцев и пр. Эти воздействия способ-
ны существенно исказить расчетную картину усилий в рамах.

Сравнение расчетных и измеренных усилий показало, что сред-
ние фактические усилия в рамах оказались на уровне расчетных.

Определение фактической нагруженности рам крепи в про-
цессе проходки Волоколамского тоннеля позволило оценить аде-
кватность расчетной модели (расчетной схемы) и правильность
назначения параметров крепи. Определение нагруженности рам
использовали для внесения корректив в технологию проходки (для
предупреждения возникновения опасных ситуаций).

Мониторинг НДС рам крепи рассматривали как необходи-
мое условие накопления и совершенствования опыта проходки
тоннелей под защитой экрана из труб для эффективного исполь-
зования этого опыта на других аналогичных объектах.

Значительная неравномерность нагруженности рам крепи бы-
ла обусловлена сложным характером включения рам в совместную
работу с трубами защитного экрана. Отдельные временные стойки
рам крепи в процессе проходки испытывали значительные пере-
грузки, что потребовало установки дополнительных стоек.

Анализ результатов измерений НДС крепи позволяет считать,
что основной причиной отклонений фактических режимов работы
рам временной крепи явилась принятая система крепления забоя.

Вместе с тем, распределительные свойства защитного экра-
на из труб обеспечили достаточную технологическую надежность
несущей системы “экран-рамы” (снижение опасности больших
подвижек грунта и локализации вывалов в забое). Однако, благо-
даря защитному экрану возникали локальные перегрузки отдель-
ных элементов и участков крепи. Измеренные вертикальные
нагрузки на рамы крепи не превышали предельной проектной
нагрузки 44т/п.м.

При проходке Волоколамского тоннеля была обеспечена про-
ходка тоннеля без перерывов движения поездов. Мониторинг по-
казал, что методы, состав и объем измерительных работ следует
закладывать на стадии разработки проекта тоннеля (применительно
к его конструкции) и уточнять в составе ППР.

РЕЗУЛЬТАТЫ АНАЛИЗА НАБЛЮДЕНИЙ ЗА ДЕФОРМА-
ЦИЯМИ КОНСТРУКЦИЙ ТОННЕЛЯ И НАСЫПИ

По расчетам осадки концов труб над средней частью рам
временной крепи Пермского тоннеля составляли 15 мм (начало
проходки) и 23 мм (конец проходки). Максимальная измеренная
осадка составила 25 мм. Сходимость результатов удовлетворитель-
ная. Нивелирование оснований рам было начато только на 5-й
заходке. Данные измерений, начиная с 5-й заходки, приведены в
табл. 3.

Таблица 3

Осадка рам по данным маркшейдерских
измерений и по расчету, мм

Заходки	Рамы											
	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
5												
	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	-	-	-	-	-	-	-
6												
												
7	-4/ 0.8	-1 /  3.1	0/  5.6	3/  8.5	2/ 11.7	-	-	-	-	-	-	-
	-4	-1	0	3	2	0.0	0.0	0.0	-	-	-	-
8	6/  -0.3	4/  0.4	3/  1.0	5/  1.8	7/  2.7	4/  3.8	4/  5.1	2/  6.8	-	-	-	-
	2	3	3	8	9	4	4	2	0.0	-	-	-
9	2/  -0.5	2/  -0.1	3/  0.3	1 /  0.8	1 /  1.3	5/  2.0	3/  2.8	6/  3.9	9/  5.2	-	-		j
	4	5	6	9	10	9	7	8	9	0.0	0.0	
10	1/  -0.7	3/ -0.4	2/  -0.2	3/  0.1	4/  0.4	5/  0.8	3/  1.4	2/  2.1	2/  3.0	2/  5.6	0/  69	5/ '?,s;
	5	8	8	12	14	14	10	10	11	2	0	

Примечание. В знаменателе приведена расчетная осадка оснований ра

Анализ данных таблицы позволяет заключить, что грунт об-
ладает значительной пластичностью (происходившие деформа-
ции развивались во времени). Вместе с тем, конечные величины
измеренных деформаций (для концов труб) достаточно близки
к расчетным.

Осадка труб верхнего экрана оказалась близка к расчетной,
однако растянутый во времени характер деформирования грунта
свидетельствует о значительной доле пластических деформаций.

Осадка труб верхнего экрана при проходке нижнего уступа
составила 7—14 мм, что вполне допустимо и не вызвало ослож-
нений.

Боковые смещения стен защитного экрана из труб в средней
(наиболее нагруженной) части тоннеля оказались незначитель-
ными (±0.5 мм).
Для анализа процесса протекания вертикальных деформа-
ций насыпи Волоколамского тоннеля во времени строили гра-
фики (рис. 4, 5). Схема расположения знаков при наблюдениях
за деформациями участка Московской железной дороги Риж-
ского направления при строительстве транспортной развязки на
пересечении Волоколамского шоссе с ул. Свободы представлена
на рис. 6.

На основе результатов измерений можно заключить следую-
щее:

-	работа экрана из труб со стороны ж.-д. моста в целом оказалась
менее эффективной по сдерживанию деформаций ж.-д. насы-
пи, чем со стороны противоположной стены тоннеля;

-	по мере приближения к порталам осадка труб уменьшается,
что указывает на то, что портальные ж.б. рамы в процессе про-
ходки тоннеля должны были испытывать значительные пере-
грузки.

Геодезический мониторинг состояния насыпи и ж.-д. путей
позволил своевременно проводить коррекцию положения верх-
него строения ж.-д. пути для обеспечения безопасного движения
поездов.

КОЭФФИЦИЕНТ ОТПОРА ГРУНТА В ОСНОВАНИИ
ВОЛОКОЛАМСКОГО ТОННЕЛЯ

Для расчета опорной рамы временной крепи необходимо оп-
ределить коэффициент отпора грунтового основания, на которое
опирается фундаментная плита под временной стойкой рамы.

При расчетной нагрузке на временную стойку 3140 кН сред-
нее значение коэффициента отпора (постели) в основании тон-
неля к = 2.07 кг/см3.

Статистическая обработка результатов измерений показа-
ла, что в целом для данного тоннеля следовало принять значе-
ние к = 1.03 [кгс/см2/см].

Измеренный коэффициент отпора в основании тоннеля ока-
зался значительно ниже, чем принятый при проектировании по
действующим нормативным документам.

ВЫВОДЫ

Анализ конструктивно-технологических решений конструк-
ций тоннелей под защитой экранов из труб позволил выявить
Автодорожный тоннель под ж.-д. путями МЖД
на пересечении Волоколамского шоссе с ул. Свободы

Осадка реперов во времени

Насыпь со стороны Москвы

Условные обозначения:

Д репер 51	•----РепеР 54

репер 52	* репер 55

• репер 57	-  РепеР 59

Рис. 4. Осадка реперов во времени. Насыпь со стороны
Москвы
Автодорожный тоннель под ж.-д. путями МЖД
на пересечении Волоколамского шоссе с ул. Свободы

репер 47	' '• репер 49

Рис. 5. Осадка реперов во времени. 2-ой рельс 2-го пути
со стороны МКАД
Рис. 6. Схема расположения знаков при наблюдениях за деформациями участка Московской ж/д
Рижского направления при строительстве транспортной развязки на пересечении
Волоколамского шоссе с ул. Свободы

45
основные достоинства и недостатки и оценить целесообразность
их применения при строительстве тоннеля под насыпями автомо-
бильных или железных дорог.

Продавливание крупногабаритных тоннельных секций обес-
печивает достаточно быстрое сооружение тоннеля, поскольку сам
процесс продавливания по данным зарубежного опыта не превы-
шает 1-2 мес. (при длинах тоннелей до 40 м).

Использование для устройства экранов из труб микротон-
нельной технологии позволяет возвести экран в сжатые сроки и
без нарушения поверхностных условий.

Заполненные бетонной смесью или цементно-песчаным рас-
твором трубы экрана могут использоваться в качестве элемента
постоянной конструкции тоннеля совместно с монолитной же-
лезобетонной обделкой.

В среднем около 25 % нагрузки на крепь передается с ригеля
на трубы экрана, минуя стойки (колонны) рам.

Результаты измерений усилий в рамах крепи при проходке
тоннелей под защитой экранов из труб выявили следующие осо-
бенности работы системы “экран-рамы”.

- На нагруженность рам крепи оказывают сильное влияние мон-
тажные воздействия и конструкционные решения рам крепи,
которые искажали результаты расчетов, принятые для проек-
тирования. К ним относятся: мощное поддомкрачивание риге-
ля при установке его в проектное положение; применение
сварных и болтовых монтажных соединений, которые приво-
дили к образованию не учитывавшихся в расчетах и при конст-
руировании рам внешне самоуравновешенных усилий;
введенные в запас надежности крепи при проходке дополни-
тельные связи между элементами рам и трубами экрана.

- Распределительные свойства защитного экрана из труб в целом
повышают технологическую надежность несущей системы “эк-
ран-рамы” (снижается опасность больших подвижек, локали-
зуются вывалы грунта в забое), но вместе с тем могут приводить
к локальным перегрузкам отдельных элементов или участков
крепи.

Анализ результатов мониторинга НДС крепи и результатов
геодезического мониторинга в процессе строительства тоннелей
в г. Москве и г. Перми позволил своевременно обнаруживать от-
клонения фактических параметров проходки от расчетных и пре-
дупреждать возникновение опасных и прочих нежелательных
ситуаций, а также выявить основные причины отклонений фак-
тических режимов работы временной крепи и центральных (по-
стоянных) колонн тоннеля от расчетных.

Опыт проходки тоннелей показал, что портальные рамы, на
которые приходится первоначальное опирание верхнего ряда труб
экрана, целесообразно выносить как можно дальше за пределы
насыпи действующей магистрали, чтобы при строительстве мак-
симально уменьшить нарушение бытового (первоначального) со-
стояния насыпи. При этом, учитывая, что во время проходки
нагруженность портальных рам может варьировать в широких пре-
делах, несущие конструкции портальных рам целесообразно вы-
полнять в металле (пластичном материале, воспринимающем
перегрузки без образования трещин), а обетонирование портала
(архитектурно-отделочные работы) выполнять по завершении воз-
ведения всех несущих тоннельных конструкций.

Проект производства работ должен содержать указания по
обеспечению регламента и условий проведения основных (веду-
щих) измерительных операций мониторинга с учетом возможно-
стей используемой измерительной аппаратуры и доступности
персонала к месту проведения измерений.

К недостаткам технологии следует отнести некоторую трудо-
емкость работ по устройству труб экрана, сложности обеспече-
ния устойчивости лба забоя в процессе проходки.

Учитывая вышеизложенное и исходя из основных технико-
экономических и экологических показателей по зарубежному и
отечественному опыту, можно констатировать, что наиболее эф-
фективной следует считать проходку тоннелей горным способом
под защитой экранов из труб.

При горных способах работ обделке придают сводчатое или
прямоугольное очертание. Все работы по разработке грунта и воз-
ведению обделки ведутся под прикрытием экрана и практически
не влияют на напряженно-деформированное состояние грунто-
вого массива насыпи при обеспечении надежности и достаточ-
ной жесткости временного крепления.

Статическая работа конструкций тоннелей, сооружаемых под
защитой экранов из труб, является существенно пространствен-
ной и любые плоские модели могут привести к заметно отличаю-
щимся от практики результатам. Поэтому для повышения точности
расчетов таких тоннелей рекомендуется использовать трехмерные
расчетные модели, имеющиеся в современном программном обес-
печении.
ЛИТЕРАТУРА

1.	Меркин В.Е., Маковский Л.В. Прогрессивный опыт и тенденции
развития современного тоннелестроения. М., ТИМР, 1997 г.

2.	Маковский Л.В. Городские подземные транспортные соору-
жения. М., Стройиздат, 1985 г.

3.	Рекомендации по применению опережающих экранов из труб
при сооружению транспортных тоннелей. М., ЦНИИС, 1988 г.
МЕТОДИКА И РЕЗУЛЬТАТЫ ОЦЕНКИ СОСТОЯНИЯ
КОНСТРУКЦИЙ ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ ТОННЕЛЕЙ
МЕТРОПОЛИТЕНА

Гарбер В.А. — д-р. техн, наук., Плотников Г.И. — инж.,
Шустрова Л.Г. — инж., Якубов В.А. — канд. ф.-м. н.

В статье излагается разработанная лабораторией “Конструкций и техно-
логий сооружения тоннелей и метрополитенов” методика оценки состоя-
ния сооружений метрополитена в связи со строительством близко
расположенных объектов городской инфраструктуры. Использование этой
методики должно обеспечить эксплуатационную надежность и безопас-
ность действующих объектов метрополитена в процессе строительства
новых объектов и дальнейшей эксплуатации сооружений. Приводятся при-
меры использования разработанной методики применительно к сооружени-
ям московского метрополитена.

При строительстве новых объектов городской инфраструкту-
ры, особенно подземных, расположенных в зоне прохождения
эксплуатируемых линий метрополитена, возможно возникнове-
ние аварийных ситуаций, негативно влияющих на эксплуатаци-
онную надежность объектов метрополитена.

В этих случаях могут возникать следующие нештатные (ава-
рийные и предаварийные) ситуации в тоннелях метрополитена:
разрушения и деформации обделок; коррозия элементов конст-
рукций; вынос грунта в тоннель; усиление обводненности тонне-
ля, в том числе подтопление и затопление подземных объектов;
изломы ходовых рельсов и стрелочных переводов; задымление и
загорание оборудования и кабелей; заиливание дренажной систе-
мы; нарушение габаритов приближения строений, оборудования
и подвижного состава.

В настоящей статье поставлена новая проблема обеспечения
технической безопасности действующего метрополитена в усло-
виях интенсивного развития городской инфраструктуры.

В период с 1994 по 2001 г. зафиксировано более 60 действую-
щих объектов Московского метрополитена, оказавшихся в зоне
предполагаемого или осуществляемого возведения объектов транс-
портного, жилищно-коммунального, культурно-бытового и дру-
гих видов городского строительства.
Из объектов, реализованных в натуре, наиболее крупными
являются Торговый комплекс “Охотный ряд” на Манежной пло-
щади и 4 ярусная подземная автостоянка на площади Револю-
ции, из сооружаемых в настоящее время — участки 3-го
транспортного кольца и Торгово-Развлекательный центр с под-
земной автостоянкой на площади Курского вокзала.

Степень влияния новых городских объектов на техническое
состояние конструкций действующих объектов метрополитена за-
висит от их взаимного расположения в плане и профиле.

В свою очередь, действующий метрополитен может оказы-
вать на вновь строящиеся городские объекты негативное влия-
ние, выражающееся в вибрационном и шумовом воздействии от
движущихся метропоездов.

Основная цель работ НИЦ ТМ в этой области — обеспечение
эксплуатационной надежности и безопасности действующих объ-
ектов метрополитена в процессе строительства вышеуказанных
новых объектов городской инфраструктуры.

На рис. 1 приведена структура возможных путей повышения
эксплуатационной надежности тоннелей метрополитена, находя-
щихся в зоне влияния агрессивной среды или объектов город-
ской инфраструктуры.

Из рисунка видно, что существует два пути решения этой
проблемы:

-	упрощенный, основанный на чисто теоретическом подходе к
решению задачи;

-	основной, базирующийся на получении данных о фактиче-
ском состоянии тоннельных конструкций действующего мет-
рополитена.

На стадии проектирования осуществляются:

-	натурное инструментальное обследование технического состоя-
ния конструкций метрополитена, находящихся в зоне влияния
проектируемого городского объекта, с оставлением дефектных
ведомостей и разверток внутренних поверхностей тоннельных
конструкций с нанесением на них существующих дефектов: тре-
щин, течей, следов коррозии и т. п.;

-	обследование геофизическими (неразрушающими) методами со-
стояния заобделочного пространства тоннелей метрополитена
с составлением разверток заобделочного пространства с нане-
сением на них выявленных зон разуплотнений и пустотностей
в контактном слое между обделкой тоннелей и вмещающим
грунтовым массивом;
Рис. 1. Структура возможных путей повышения экс-
плуатационной надежности тоннелей метропо-
литена

определение расчетным путем на ПЭВМ фактической несущей
способности тоннельных конструкций с использованием ха-
рактеристик конструкций и контактного слоя, полученных из
натурных обследований;

разработка рекомендаций по обеспечению эксплуатационной
надежности действующих объектов метрополитена в процессе
строительства и эксплуатации новых городских объектов, на-
ходящихся в технической зоне данного участка действующего
метрополитена;

составление специального проекта профилактических защит-
ных мероприятий.

На стадии строительства осуществляются:

реализация профилактических защитных мероприятий в соот-
ветствии со специальным проектом;

мониторинг состояния сооружений метрополитена с предостав-
лением оперативной информации всем причастным организаци-
ям в случае возникновения на строительстве нештатных ситуаций.
Практика последнего десятилетия эксплуатации тоннельных
сооружений Московского метрополитена выработала следующую
наиболее целесообразную этапность определения фактической на-
дежности тоннельных конструкций [1]:

-	установление теоретических запасов прочности конструкции;

-	натурное обследование технического состояния тоннельных кон-
струкций и заобделочного пространства;

-	определение фактических запасов прочности конструкции рас-
четным путем на основе результатов натурного обследования
конструкций и породного массива [2].

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ (ПРОЕКТНЫХ)
КОЭФФИЦИЕНТОВ ЗАПАСА ПРОЧНОСТИ КОНСТРУКЦИЙ

Оценка начальной (теоретической) надежности тоннельных
конструкций выполняется на основе проектно-технической до-
кументации, включающей следующие материалы:

-	инженерно-геологические условия заложения участка тоннеля;
- рабочие чертежи и пояснительную записку к ним, принятые на-
грузки и воздействия, расчетные схемы и статические расчеты.

Поскольку, как правило, анализируется состояние тоннелей
метрополитена, запроектированных и построенных более 20 лет
назад, необходимо для данных тоннелей пересматривать расчет-
ные положения, основанные на устаревших и не действующих в
настоящее время нормах.

Определение расчетных нагрузок и напряженно-деформиро-
ванного состояния тоннельных конструкций метрополитена до
разработки и утверждения нового норматива осуществляются в
соответствии с “Пособием по проектированию метрополитенов”,
Москва, Транспорт, 1992 г.

Статические расчеты обделок тоннелей целесообразно осу-
ществлять в соответствии с “Руководством по автоматизирован-
ному расчету обделок подземных транспортных сооружений”,
Москва, ЦНИИС, 1987 г. по программам: “Линейный расчет об-
делки произвольного очертания” и “Нелинейный расчет обделки
произвольного очертания”.

Приведем основные положения методики расчета:

1.	Расчет осуществляется в упругой стадии работы системы “по-
рода-обделка”;

2.	Расчетная схема подземной конструкции с многосвязным (в
общем случае) поперечным сечением включает в себя сле-
грунтовый массив | G

Рис. 2. Расчетная схема метода сил: а — ось конструк-
ции; б — контур выработки; в — предполагаемые

внутренние связи

дующие элементы (рис. 2):

<	массив грунта с выработкой;

<	собственно несущую подземную конструкцию с внутрен-
ними связями (или без них);

<	контактный слой между несущей конструкцией и контуром
выработки.

3.	Методика расчета подземной конструкции в упругой стадии
предусматривает определение:

<	внутренних усилий в стержневой системе, которой модели-
руется несущая подземная конструкция;

<	усилий в стержневых опорных элементах: нормальных и тан-
генциальных к контуру конструкции, которыми моделиру-
ется контактный слой;

<	продольных (осевых) и изгибающих (угловых) деформа-
ций стержневой системы, моделирующей несущую кон-
струкцию;

<	продольных деформаций нормальных и тангенциальных
опорных стержневых элементов, моделирующих контактный
слой. Эти деформации определяют общие перемещения ос-
новного контура конструкции;

<	осевых усилий во внутренних связях.
В качестве метода решения принят метод сил. Основная сис-
тема получена из расчетной схемы введением шарниров в пред-
ставляющих конструкцию точках расчетной оси. Наличие шарниров
компенсируется приложением в каждом из них парных внешних
взаимно уравновешенных изгибающих моментов.

Специфическая особенность использованного метода решения
состоит в том, что опорные стержневые элементы, моделирующие
контактный слой, расположены только в нечетных вершинах рас-
четной схемы. Эта особенность позволила разделить на уровне ос-
новной системы решение сложной контактной задачи для
произвольного контура на две более простые задачи: о деформациях
неподкрепленного выреза в плоскости и о напряженно-деформиро-
ванном состоянии стержневой системы под действием этих дефор-
маций. Излагаемая методика относится только ко второй задаче.

Расчетная ось конструкции представляет собой совокупность
криволинейных и прямолинейных участков, каждый из которых
имеет постоянную кривизну.

Направляющие углы нормалей к контуру отсчитываются от
положительного направления оси ОХ против часовой стрелки.

Для прямолинейных участков в качестве центра кривизны
принимается начальная точка участка. Соответственно радиус кри-
визны и центральный угол прямолинейного участка принимают-
ся нулевыми, а направляющий угол нормали к контуру равен
направляющему углу отрезка, соединяющего центр кривизны пре-
дыдущего участка с начальной точкой прямолинейного участка.

При расчете незамкнутых конструкций участок размыкания
моделируется следующим образом: участок фиктивно замыкается
прямолинейным отрезком, который имеет по концам нечетные
вершины расчетной схемы, а в середине — четную фиктивную
вершину; во всех трех вершинах фиктивного участка вводятся шар-
нирные связи. Таким образом, получается трехшарнирный двух-
звенник, который является механизмом и, свободно деформируясь,
не передает усилий с одного своего конца на другой, так как на
средней (безопорной) его вершине нагрузки нет, потому что эта
вершина фиктивная. Поскольку через этот фиктивный участок в
конструкции не передается внутренних усилий, то он в статиче-
ском смысле эквивалентен разомкнутому участку. Необходимость
в ведении такого фиктивного участка продиктована требованием
стандартизации и однотипности вычислительного процесса.

Физико-механические свойства фиктивного участка должны за-
даваться произвольными положительными ненулевыми величинами.
Данная методика допускает расчет подземных конструкций
при наличии до 15 внутренних связей, не пересекающихся между
собой. Предусмотрена работа внутренних связей только на вос-
приятие центрального осевого усилия. Такая работа внутренних
связей в натуре должна обеспечиваться конструктивными меро-
приятиями, например, введением шарниров по концам связи.

Методика предусматривает только такие внутренние связи,
которые соединяют нечетные вершины расчетной схемы, нахо-
дящиеся в зоне активной нагрузки, с нечетными вершинами рас-
четной схемы, расположенными в зоне пассивного отпора породы.

Внутренние связи моделируются следующим образом:

1)	в вершинах расчетной схемы, к которым примыкают внутрен-
ние связи в зоне активной нагрузки, жесткость опорных нор-
мальных стержневых элементов назначается равной жесткости
соответствующей внутренней связи на осевое воздействие;

2)	одновременно направляющий угол этого нормального опор-
ного элемента задается равным направляющему углу внутрен-
ней связи;

3)	в вершинах расчетной схемы, к которым примыкают соответ-
ствующие внутренние связи в зоне пассивного отпора поро-
ды, направляющий угол нормального опорного элемента также
задается равным направляющему углу внутренней связи;

4)	после этого статическая работа внутренней связи заменяется
эквивалентным воздействием опорного элемента в зоне актив-
ной нагрузки, непосредственно передающего свое опорное уси-
лие на опорный элемент в зоне пассивного отпора породы.

На рис. 3 приведена блок-схема программы расчета подзем-
ных конструкций в упругой (линейной) стадии работы.

Алгоритм линейной модели и программа, ее реализующая,
имеют модульную структуру, включающую в себя функциональ-
ные модули и управляющие операторы.

Функциональные модули имеют 5-символьный префикс, на-
чинающийся с символов TIG, и выполняют следующие действия:
TSG04\— ввод, обработка и оптимизация исходной информа-
> ции о параметрах первоначального состояния систе-
TIG05' мы “обделка-порода”;

TIG06 — вычисление компонент матриц единичных
состояний основной системы метода сил;

TIG02^~ вычисление компонент вектора грузового состояния
TIG 10J основной системы метода сил;

TIG03 — вычисление характеристик жесткости на действие про-
TIG04 I

tTgoTI

ZEZ

TIG06 I

TIG02 |

ГтютГЕ

x Да ----1

1=1?>-Н TIG12 [
\/ Нет

tigicF|
ziz:
TIG03 I
zez
TIG07 I
ZEZ
TIG16|

M1=OM15

M2=OM16|

Да
---<М2>М1

। Нет
QTIG18]

рПС09~|

[~ТКЗ<2~]

Гвтор~|

Puc. 3. Блок-схема программы для расчета произвольной
конструкции на произвольно заданное загруже-
ние в упругой стадии

дольной силы и изгибающего момента расчетных се-
чений конструкции;

TIG07 — формирование матрицы коэффициентовлевой части
системы канонических уравнений метода сил и грузо-
вого столба системы;

TIG 16 - решение системы канонических уравнений метода сил;

TIG09 - вычисление компонент напряженно-деформированно-
го состояния конструкции;
TIG 12 — печать на АЦПУ таблицы напряженно-деформирован-
ного состояния системы “обделка-порода” на очеред-
ном этапе загружения;

TIG 11 — анализ состояния контактного слоя системы “обдел-
ка-порода”; в случае необходимости корректировки
“зоны отлипания” проводится корректировка матри-
цы коэффициентов левой части системы канониче-
ских уравнений метода сил и грузового столбца
системы;

TIG 18 — оценка и “разбрасывание” погрешности метода ре-
шения системы.

На рис. 4 приведена расчетная схема конструкции вентиля-
ционной сбойки станции “Беговая” Московского метрополитена.
На рис. 5 приведены результаты расчета этой конструкции.

Проверку прочности с определением коэффициента запаса
наиболее напряженных сечений производим по разработанной в
ЦНИИСе в соответствии со СНиП 2.03.01-84 программе BAK-
SAN (автор — канд.техн.наук Егорушкин Ю.М.).

Программа BAKSAN предназначена для расчета сечений эле-
ментов тоннельных конструкций из ненапряженного железобето-
на, работающих на внецентренное сжатие. Изгиб и центральное
сжатие трактуются как частные (граничные) случаи внецентрен-
ного сжатия.

Программа позволяет оценивать прочность сечений, нормаль-
ных к продольной оси элемента, в соответствии со СНиП 2.03.01-
84* (с использованием алгоритма так называемого “общего” слу-
чая расчета элементов, работающих на изгиб и внецентренное
растяжение-сжатие, см. пункт 3.28.).

Прочность элементов, работающих на внецентренное растя-
жение-сжатие, является функциональной характеристикой, ко-
торая в общем виде может быть описана зависимостью типа:

М = f(N),

где М - изгибающий момент;

N - продольная сила.

Оригинальным элементом методики расчета, реализованной
в данной программе, является применение диаграммы прочно-
сти - комплексного показателя, характеризующего несущую спо-
собность сечения на внецентренное растяжение-сжатие. Диаграмма
						

				к	j	к	J	

Рис. 4. Расчетная схема конструкции венткамеры за вестибюлем № 1 станции “Беговая”
Рис. 5. Эпюры:

а) изгибающих моментов (тем), б) нормальных
сил (тс), в) перемещений по нормали к контуру (см)
в конструкции венткамеры за вестибюлем № 1
станции “Беговая”
прочности представляет собой график в координатах продольная
сила — изгибающий момент, ограничивающий область сил и мо-
ментов, допустимых по условиям прочности.

В качестве исходных данных к программе задаются:

-	классы бетона и арматуры; коэффициент условий работы;

-	форма и размеры поперечного сечения;

-	вид и расположение арматуры;

-	нагрузки (ординаты эпюр моментов и продольных сил).

-	В результате расчета определяются:

-	несущая способность сечения на внецентренное растяжение-сжа-
тие при положительном и отрицательном изгибающем моменте;

-	коэффициенты запаса прочности сечения.

Как для чугунных, так и для железобетонных обделок тонне-
лей предельно допустимый минимальный коэффициент запаса
равен 1,0.

Если в каком-либо из расчетных сечений конструкции коэф-
фициент запаса меньше 1,0 — это значит, что конструкция не
обладает достаточной эксплуатационной жесткостью.

На рис. 6 приведены результаты работы программы
“БАКСАН”.

НАТУРНОЕ ОБСЛЕДОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКОГО
СОСТОЯНИЯ КОНСТРУКЦИЙ

Программа натурного обследования тоннельного участка
включает в себя:

-	ознакомление с исполнительной технической документацией;

-	оценку фактического состояния бетона по толщине конструк-
ции путем выбуривания и исследования кернов;

-	оценку степени коррозии арматуры и других металлических эле-
ментов конструкций;

-	определение геометрических параметров конструкции (эллип-
тичность, уступы между блоками и между кольцами обделки);

-	подробный осмотр внутренней поверхности обделки с фикса-
цией (зарисовкой) всех видов дефектов. При обнаружении тре-
щин на них следует устанавливать измерительные базы или
алебастровые маяки;

-	проведение химических анализов и электромеханических изме-
рений;

-	проведение маркшейдерской съемки положения обделки в плане
и профиле.
Сечение 1

Диаграмма прочности

Расчетные усилия и коэффициенты запаса

№ п/п	Продольная сила N(tc)	Изгибающий момент М(тсм)	Коэффициент запаса К
!	36.60	109.32	1.25
2	36.00	74.01	1.89
3	38.20	108.74	1.26
4	40.80	72.34	1.95
5	24.40	ИЗ.58	1.18
6	36.40	73.88	I.89

Рис. 6. Результаты расчета сечения по программе
БАКСАН
Геометрические параметры обследуемой обделки тоннеля и
ее положение в плане и профиле определяются тремя независи-
мыми методами с целью повышения достоверности результатов
измерений.

Такими методами являются:

-	съемка поперечников тоннельной обделки устройством “План-
шет”;

-	высокоточные измерения диаметров тоннельной обделки но-
ниусной рулеткой;

-	инструментальные (маркшейдерские) измерения деформаций
обделки тоннеля, ее положения в плане и профиле.

Устройство “Планшет”, разработанное в ЦНИИСе и экс-
плуатируемое Тоннелеобследовательской испытательной стан-
цией Мосметрополитена, позволяет получать не только
подробные сведения о состоянии обделки на текущий момент
(эллиптичность, уступы, раскрытие стыков между блоками), но
и проследить за характером развития изменений ее состояния во
времени.

Результатом первичного натурного обследования техниче-
ского состояния тоннельных конструкций участка эксплуатируе-
мого метрополитена является следующая отчетная техническая
документация:

-	карта дефектов (развертка внутренней поверхности обделки тон-
неля с нанесением всех дефектов);

-	ведомость дефектов (в соответствии с картой дефектов);

-	поперечники контрольных колец обделки с нанесением внут-
реннего и наружного контуров обделки, а также с изображе-
нием внутреннего или промежуточного слоя гидроизоляции (в
случае ее наличия);

-	сведения о прочности материала обделки, определяемой как
неразрушающими, так и прямыми методами;

-	ведомость маркшейдерской съемки обделки с фактическим про-
дольным профилем (с приложением чертежа базовой сети на-
. блюдений);

-	ведомость результатов химического анализа воды в местах те-
чей;

-	сведения о коррозионном состоянии бетона, арматуры и дру-
гих конструктивных элементов;

-	технический отчет с первичным анализом состояния конст-
рукций.
ГЕОФИЗИЧЕСКОЕ ОБСЛЕДОВАНИЕ ФАКТИЧЕСКОГО
СОСТОЯНИЯ ВМЕЩАЮЩЕГО ПОРОДНОГО МАССИВА
И КОНТАКТА “ОБДЕЛКА - ПОРОДА”

Геофизическое обследование имеет следующие задачи:

-	уточнение инженерно-геологических условий на участке рас-
положения тоннелей метрополитена;

-	выявление заобделочных пустот;

-	определение строения породного массива, выявление в нем зон
разуплотнений;

-	определение фактических показателей физико-механических
свойств пород;

-	определение состояния материала обделки тоннелей (каверны,
внутренние трещины, дислокации).

Для решения указанных задач применяются следующие ме-
тоды исследования:

сейсмическое прозвучивание породного массива из тоннелей;
наземная сейсмика (метод преломленных волн);

метод акустической добротности;

ультразвуковые исследования в скважинах и шпурах.

Существо этих методов изложено в работе: “Сейсморазведка.
Справочник геофизика”. М. Недра, 1981 г.

Для определения фактической несущей способности обде-
яок эксплуатируемых тоннелей метрополитена наибольшую важ-
ность имеет выявление состояния контакта “обделка-порода51.
Важно зафиксировать участки пустотности в контактном слое и
количественно оценить фактическую деформативность контакт-
ного слоя (коэффициент упругого отпора породы).

Эта информация получается методом акустической доброт-
ности колебания обделки тоннеля. Метод основан на анализе аку-
стического колебания обделки, возбуждаемого калиброванным
ударом в направлении, нормальном к поверхности тоннеля. В ка-
ждой точке производится импульсное возбуждение акустических
колебаний в обделке (ударами молотка по поверхности обделки)
и осуществляется их прием в непосредственной близости от мес-
та возбуждения. Для приема колебаний используется задемпфи-
рованный сейсмоприемник, который плотно прижимается к
поверхности обделки.

Регистрация процесса колебаний осуществляется в аналого-
вом виде на магнитный носитель с помощью широкополосного
магнитофона.
Таким образом, в результате геофизических исследований за-
обделочного пространства тоннеля получают фактические харак-
теристики породы, используемые для определения фактического
напряженно-деформированного состояния обделки эксплуатируе-
мого тоннеля.

На рис. 7 и 8 приведены результаты геофизических исследо-
ваний станции “Беговая” Московского метрополитена.

500

400
зоо

200

1 00
о

-100

-200

-300

-400

-500

Рис. 7. Примеры сейсмоакустических колебаний обделки
подземных сооружений:

а, б — случаи, соответственно, плотного и неплотного кон-
такта обделки с заобделочным пространством
Рис. 8. Изменение нормированного коэффициента отпора
К" для исследуемых подземных сооружений в зави-
симости от состояния контакта обделки подзем-
ных сооружений с заобделочным пространством

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФАКТИЧЕСКИХ КОЭФФИЦИЕНТОВ
ЗАПАСА ПРОЧНОСТИ ТОННЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЙ ПЕРИОД

Фактическая надежность тоннельных конструкций эксплуа-
тируемых линий метрополитена определяется фактическими ко-
эффициентами запаса прочности материалов тоннельных обделок.

Существо процесса определения фактических коэффициен-
тов запаса прочности эксплуатируемых тоннельных конструкций
заключается в следующем:

-	определение теоретических запасов прочности конструкции на
основе исходных параметров, полученных из исполнительной тех-
нической документации, включающей геометрические размеры
конструкции, физико-механические характеристики материала,
инженерно-геологические показатели вмещающего породного
массива и гидрогеологические показатели, полученные в резуль-
тате изысканий на стадии рабочего проектирования;

-	определение фактического напряженно-деформированного со-
стояния тоннельной конструкции посредством статического рас-
чета этой конструкции с использованием в качестве расчетных
параметров полученных при натурных обследованиях характе-
ристик формы и размеров обделки (эллиптичность, уступы ме-
жду блоками обделки и между кольцами, раскрытие стыков),
ее технического состояния (нарушения материала, коррозия,
трещины и т.п.), фактических характеристик податливости по-
роды (коэффициенты упругого отпора), фактических показа-
телей обводненности обделки;

-	определение фактических коэффициентов запаса по прочно-
сти тоннельной конструкции с использованием значений из-
гибающих моментов и нормальных усилий, полученных на
предыдущем этапе вычислительного процесса;

-	сравнение фактических и теоретических запасов прочности кон-
струкции с рекомендациями комплекса мероприятий по обес-
печению эксплуатационной надежности рассматриваемого
тоннеля.

Методический подход к решению данной проблемы апроби-
рован при сооружении большого числа новых городских объектов
в Москве и может быть распространен на другие города России.

ЛИТЕРАТУРА

1.	Гарбер В.А. “Метрополитен. Долговечность тоннельных конст-
рукций в условиях эксплуатации и городского строительства”.
Москва. НИИТС, 1998 г.

2.	Гарбер В.А. “Тоннели. Научные основы проектирования тон-
нельных конструкций с учетом технологии их сооружения”.
Москва. НИИТС, 1996 г.
ОПЫТ УКРЕПЛЕНИЯ МЕЛКИХ ПЕСКОВ
МИНЕРАЛЬНЫМИ ВЯЖУЩИМИ СИСТЕМЫ
“MIKRODUR”

Байдаков О. С. — инж.

В статье изложен опыт укрепления малопроницаемых песчаных грунтов
отечественными и импортными тонкодисперсными минеральными вяжу-
щими и проведен их сравнительный анализ по результатам инъекции грун-
тов на опытном участке.

Классификация методов укрепления и область их примене-
ния зависят от степени проницаемости грунта, характеризуемой
коэффициентами фильтрации (табл. 1, [1, 2], рис. 1).

Размер частиц, мм

I П/Ю-30 \1	|zz=34

Рис. 1. Области укрепления грунтов в зависимости от дис-
персности растворов и проницаемости грунта:

1 — в числителе — вид песчаных пород, в знаменателе — диа-
пазон значений водонепроницаемости, м/сут.; 2, 3, 4 — грун-
ты, обрабатываемые соответственно: суспензиями,
коллоидными растворами с вязкостью 5-10 мПакс, коллоид-
ными и истинными растворами с вязкостью менее 5 мПа*с
Цементные растворы (суспензии) являются бингамовскими
жидкостями, их проникающая способность зависит от размера
частиц цемента, устойчивости суспензии (седиментации), вязко-
сти, пористости или трещиноватости грунта.

Практическим критерием, позволяющим оценить примени-
мость метода цементации для укрепления песков, могут служить
соотношения:

N = D|5 / d85 а 15 и N'= D10 / d95&8,
где N, ЛГ - коэффициент заполнения;

D и D - размер частиц грунта, мельче которых в его составе содер-
жится соответственно 15 и 10 % по массе;

d85 и d95 - размер частиц цемента, мельче которых в его составе содер-
жится соответственно 85 и 95 % по массе.

Размер частиц d95 стандартного портландцемента составляет
более 40 мкн (рис. 2).

Химические растворы по реологическим характеристикам от-
носятся к жидкостям ньютоновского течения; их проникающая
способность зависит от вязкости раствора, времени гелеобразо-
вания, пористости или трещиноватости грунта.

Для укрепления грунтов с низкой фильтрацией можно исполь-
зовать растворы на основе водорастворимых силикатов (жидкого стек-
ла) и синтетических смол (мочевиноформальдегидных /карбамидных/,
акриловых, хромлигниновых, фенолформальдегидных и др.).

Рис. 2. Соотношение размеров частиц стандартного
портландцемента и материала “Mikrodur”
Характери- стика грунта	Характеристика грунта			Тип раствора	Укрепление грунтов	Повышение водонепрони- цаемости
	Эффективный диаметр, мм	Удельная поверх- ность, см'1	Коэффи- циент фильтра- ции, м/с			
Крупнозер- нистый песок и гравий	d10 > 0,5	S< 100	К> 10’3	Суспензии (вязкие бинга- мовские раство- ры)	Цементные рас- творы (К > 10'2 м/с), аэрирован- ные составы	Бентонитовые, глинистые и глиноцемент- ные растворы
Среднезер- нистые и мелкие пески	0,02 < d10 < 0,5	100 <s < 1000	10’3>К > 10'5	Коллоидные растворы	Силикатные двухрастворные (К> Ю^м/^и однорастворные составы	Бентонитовые растворы, лигн- гохроматы, си- ликагели мягкие
Илистые или глинистые пески	d|0 < 0,02	S> 1000	К< 10’5	Смолы (истинные растворы)	Амины, фенолы, резорцинофор- мальдегиды	Акриламиды

ОО
Во избежание загрязнения окружающей среды применение
растворов на основе смол в Японии запрещено с июля 1974 г. В
Европе ограничения на использование синтетических смол вве-
дены в 80-х годах, что привело к поиску материалов на мине-
ральной основе, близких по проникающей способности к
растворам смол.

Выход из создавшегося положения специалисты пытались най-
ти как в совершенствовании цементных инъекционных составов
путем введения поверхностно-активных пластифицирующих доба-
вок, диспергации цемента при приготовлении цементно-коллоид-
ных растворов и т.п., так и в разработке новых сверхтонкомолотых
цементов и особотонкодисперсных минеральных вяжущих, обла-
дающих высокой проникающей способностью, не уступающей хи-
мическим составам, но при этом экологически чистых [3].

В табл. 2 приведены данные по тонкомолотым цементам и
тонкодисперсным минеральным вяжущим, разработанным и про-
изводимым различными фирмами [4, 5].

На рис. 3 приведены кривые гранулометрического состава тон-
кодисперсных минеральных вяжущих.

Анализ кривых грансостава различных вяжущих выявляет оп-
тимально подобранный зерновой состав для различных по степе-
ни дисперсности ^разновидностей “Mikrodur”: — “X”	6 мкм,

- “U” 9,5 мкм, - “F”	16 мкм, - “S” 24 мкм.

Специалисты лаборатории “Технология тампонажных и инъ-
екционных работ” НИЦ “ТМ” с учетом современных тенденций
для укрепления малопроницаемых песчаных грунтов занимались
внедрением экологически чистых, с высокой проникающей спо-
собностью, но относительно традиционных более дорогих тонко-
молотых цементов отечественного производства (опытного) и
тонкодисперсных минеральных вяжущих зарубежного производ-
ства (проект инв. № Т ГАБТ- 00.00.0. Комплекс зданий ГАБТ. Ин-
женерный блок в Щепкинском проезде. Технология инъекционных
работ по стабилизации грунтов при устройстве экрана из труб.
НИЦ “ТМ” 1997 г.).

Проект укрепления грунтов особотонкодисперсными мине-
ральными вяжущими (ОТДВ) “Mikrodur-RF” (инв. №85, 86 -
ТМ — 16), разработанный в лаборатории, был реализован при
строительстве автодорожных и железнодорожного тоннелей третье-
го транспортного кольца на площади Гагарина для укрепления
грунтового основания станции метро “Ленинский проспект” фир-
мой “Владес”.
Основные характеристики	«Alofix-МС» (Япония),	Система «Mikrodur» (Германия)	ИНТРАЦЕМ (Россия)	ВЦР (Россия)	Микромаст (Россия)
Плотность, г/см3	~3,0	2,93-3,1	-	-	-2,9
d95, мкм	-	<24...<6	< 10	<5	23,4*
dso, мкм	~4	7...2	-	1-2	13,8*
Удельная поверхность по Блейну, см2/г	8000	8000... 19000	-	9000	11000 (по воздухо- проницаемости)
Прочность при сжатии на 28 сутки, МПа	16,5 (В/Ц= 1,0)	71...60  (по DIN EN 196)	>50  (В/Ц = 0,5)	5...14	-
Фирма производитель	ОНОДА ЦЕМЕНТ	DYCKERHOFF	ЩУРОВСКИЙ ЦЕМЕНТ	Москов- ский ИМЭТ	МаСт
Г од производства или упо- минания	1978	1988	1998	1997	2000

* Размер частиц дан по результатам лазерной гранулометрии (Институт “Wilhelm Dyckerhoff ” г. Висба-
ден, Германия)
00

Диаметр (частиц), цм

Рис. 3. Кривые гранулометрического состава различных вяжущих
Основанием станции служат мелкие и пылеватые пески, плот-
ные, местами средней плотности, слабослюдистые, с прослоями
супеси пластичной, водонасыщенные, с коэффициентом фильт-
рации Кф = 1,0 м/сут. Установившийся уровень грунтовых вод —
4,6 м выше лотка станции.

При проведении инъекционных работ по укреплению грун-
тов основания были уточнены (с отбором образцов) инженерно-
геологические условия; фирмой “ВЕСТА Инж” (официальным
дистрибьютором концерна “DYCKERHOFF” в России) прове-
дены дополнительные лабораторные испытания грунтов и разра-
ботан Технологический регламент на проведение работ.

В процессе проведения авторского надзора и научно-техниче-
ского сопровождения инъекционных работ было выявлено, что строи-
телями по согласованию института НИИОСП им. Герсеванова был
применен в качестве укрепляющего состава материал “Микромаст”.

В результате проведенных лабораторных исследований спе-
циалистами НИИОСПа сделаны следующие выводы:

•	“цементные растворы, приготовленные из “Mikrodur” и “Мик-
ромаст”, обладают одинаковой проникающей способностью в
поры песка. Величины коэффициента А (А = Кфр / Кфв — коэф-
фициент относительной проникаемости цементного раствора в
грунт по сравнению с водой) для растворов с одинаковым В/
Ц близки между собой”;

•	“прочность на сжатие образцов мелкого песка, закрепленного
цементами “Микромаст” и “Mikrodur”, практически мало от-
личается. Средняя прочность составляет от 0,83 до 1,37 МПа”.

Экспресс-исследования цементной суспензии материала
“Микромаст”, осуществленные специалистами лаборатории “Тех-
нология тампонажных и инъекционных работ” НИЦ “ТМ”, дали
противоположные результаты — в растворах происходит седимен-
тация на крупную (12,7% объема) и мелкую фракции (50,3% объ-
ема), воду (37,0% объема); при этом взвесь мелкой фракции не
схватывается.

Для предотвращения негативных последствий применения
материала “Микромаст” вместо “Mikrodur” было проведено сроч-
ное испытание контрольных скважин динамическим зондирова-
нием, а образцы материала “Микромаст” переданы для
исследования по методикам испытания ОТДВ “Mikrodur” в Ин-
ститут “Wilhelm Dyckerhoff” г. Висбаден, Германия.

Результаты лабораторных испытаний мелкодисперсного ма-
териала “Микромаст” приведены в табл. 3
Таблица 3

Наименование показателя	Физико-механические характеристики		Примечание
	Мик- ромаст*	Mikrodur- RF*	
Диаметр частиц в порошке, мкм  ^95  ^50	23,41  3,65	14,52  4,23	
Диаметр частиц в суспензии, мкм  ^95  ^50	32,41  7,30	14,48  4,11	Сразу после затворения водой
Диаметр частиц в суспензии, мкм  ^95  dso	33,82  7,01	14,20  4,46	Через 60 мин после затворе- ния водой
Седиментация суспензии, % через 30 мин через 60 мин	23**  76**	3  8	В/Ц = 3,0
Время истечения суспензии, сек/дм3  сразу после затворения  через 30 мин  через 60 мин	41,2  56,3  79,5	28,6  29,1  29,7	
Прочность при сжатии, МПа  3 сут.  7 сут.	0*** о***	3,4  4,8	Выдерживание при t = +10 °C

* Плотность около 2,9 г/см3.

** Наблюдается интенсивное расслоение суспензии по высоте сосу-
да. При этом на дне формируется плотный осадок темно-серого
цвета. Выше плотного осадка суспензия имеет вид мутной взвеси,
плотность которой увеличивается в нижних слоях.

*** После стабилизации суспензии, выпавший темно-серый осадок
затвердел, а верхняя часть осадка имела свойства загустевшей мас-
сы (желе), не имеющей прочности.
На основании вышеизложенного можно сделать вывод, что
материал “Микромаст” не соответствует требованиям, предъяв-
ляемым к особотонкодисперсным вяжущим типа “Mikrodur”:
- после затворения водой наблюдается интенсивная агломера-
ция частиц и изменение гранулометрического состава вяжуще-
го в суспензии;

-	в течении 60 мин. суспензия интенсивно загустевает;

-	наблюдается интенсивное расслоение суспензии и существен-
ное различие в свойствах отдельных слоев осадка после его ста-
билизации;

-	гранулометрический состав сухого порошка “Микромаст” не
равномерен. В составе порошка имеет место сверхнормативное
содержание двуводного гипса и гипса полугидрата (более 10
%), что может являться причиной интенсивного загустевания
суспензии;

-	наличие в материале “Микромаст” значительного содержа-
ния всех минералов портландцементного клинкера (C3S — али-
та, C2S — белита, С3А — целит, CaSO4 — гипса) свидетельствует
о том, что получение “Микромаста” совмещено с производ-
ством портландцемента (подобный материал изготавливался
в Германии в начале 90-х годов фирмой “Heidelberg” под на-
званием “Микроцем”, но в связи с нестабильностью состава
и свойств и отрицательными результатами при производст-
венном применении промышленное производство “Микроце-
ма” прекращено);

-	в составе “Микромаста” содержится достаточно большое ко-
личество водоудерживающих органических добавок и минераль-
ных наполнителей (в этой связи следует обратить особое
внимание на долговечность материала, а также грунта, закреп-
ленного с его применением).

Оценка эффективности укрепления грунтов основания стан-
ции метро “Ленинский проспект” проводилась с помощью дина-
мического зонда DPL-5. Контрольные скважины располагались в
подплатформенной части станции на ПК 73+25 + ПК 73+35 меж-
ду инъекционными скважинами, обработанными материалами
“Mikrodur” и “Микромаст”.

Результаты динамического зондирования показали следующее:

- грунт, заинъектированный материалом “Mikrodur”, укреплен
с заданной прочностью более 0,5 МПа — погружение зонда в
скважине после 50 ударов незначительное (небольшая высота
подплатформенного помещения не позволила пробурить в лот-
кс строго вертикальные скважины и определить количественные
физико-механические характеристики укрепленного грунта);

- грунт, заинъектированный материалом “Микромаст”, в одном
случае укреплен на глубину 0,15 м вместо проектной глубины 2,0
м, в остальных — закрепление отсутствовало, при этом наблю-
дался выход из пробуренной скважины водонасыщенного песка.

Учитывая негативные результаты контрольных работ, реко-
мендовано комиссионно при участии фирм-изготовителей мате-
риалов провести контрольную проверку эффективности инъекции
материалами ОТД В “Mikrodur” и “Микромаст” песчаных грунтов
на опытном участке с условиями, максимально приближенными
по характеристикам к грунтам основания станции “Ленинский
проспект” (с вскрытием укрепленных массивов грунта). До полу-
чения результатов опытных работ приостановить использование
на объекте мелкодисперсного цемента марки “Микромаст”, а ук-
репление грунтов в основании станции производить в соответст-
вии с проектом № 85, 86-ТМ-16 НИЦ “ТМ” ЦНИИСа только
тонкодисперсным минеральным вяжущим системы “Mikrodur”.

Опытные работы были проведены в поселке Купавна Мос-
ковской области на участке сооружения канализационно-насос-
ной станции по согласованной НИЦ “ТМ”, “ВЕСТА Инж” и
“МаСт” программе. Выбор участка определялся характером грун-
тов, близким к грунтам залегающим в основании станции “Ле-
нинский проспект”.

По предварительным данным литологическое строение грун-
тов на опытном участке следующее: до глубины 0,5 — 1,5 м зале-
гают мелкозернистые пески, ниже отметки 1,5 м — пески средней
крупности, глинистые.

Пески влажные, средней плотности, пористость 35%. Уровень
грунтовых вод находится на глубине 3,3 м от дневной поверхности.

Необходимо отметить, что проведенное позже электродина-
мическое зондирование грунтов в естественном залегании подтвер-
дило данные по инженерно-геологическому строению участка (рис.
4). Исследования проводились облегченной портативной установ-
кой, разработанной в ЦНИИСе. Построение геологического раз-
реза с определением геолого-литологических разностей грунтов
выполнено по совокупности результатов токового каротажа и ди-
намического зондирования, а расчет физико-механических харак-
теристик грунтов — по данным динамического зондирования.

В качестве инъекционных материалов на опытном участке ис-
пользовались материалы: особотонкодисперсное минеральное вя-
Литологи- ческий разрез	0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 Рд, МПа																Рд МПа	Грунты и их свойства
= пп = пп =  =.1UI.=.ILII.=.ILI	0  1-  2  3-  4-  5-																	Почвенный слой
7//7//М		—															2,0	Суглинок тугопластичный, Е=11 МПа, р=28 ОмМ
								*									5,5	Песок мелкий с прослоем суглинка средней плотности, Е=27 МПа, ф=33, е=0.68, р=200 ОмМ
							*											
:::::::::::							*	к--										
							%										4,0	Песок мелкий средней плотности, Е=22 МПа, ф=31, е=0.72, р=180 ОмМ
																			
							« *											
								«										3,2	Песок средней крупности рыхлый, Е=23 МПа, ф=31, е=0.71, р=430 ОмМ
			с	Рд			1	/										
							\											
							1											
																		
																	3,4	Песок средней крупности, глинистый средней плотности, Е=24 МПа, Ф=32, е=0.7, р=95 ОмМ
								у										
									•									4,2	Песок средней крупности, глинистый средней плотности, Е=27 МПа, ф=33, е=0.68, р=77 ОмМ
								1										
								1 1										
			I						I—  1									8,7	Песок средней крупности, глинистый средней плотности, Е=34 МПа, ф=35, е=0.64, р=63 ОмМ
								1										
																		
																	Е (МПа) - среднее значение модуля деформа- ции, ф - угол внутреннего трения, е - коэффици- ент пористости, р (ОмМ) - среднее значение удельного электрического сопротивления, Рд - условное динамическое сопротивление грунта, 1 (мА) - сила тока	
																		
																		
						0.	,0	0	,2	0,	4	0	,6	0,	8	1, мА		

чо

Рис. 4. Результаты электродинамического зондирования
жущее (ОТДВ) “ Mikrodur-RF” и разновидности мелкодисперс-
ных цементов “Микромаст”.

Инъекция суспензий материала “Mikrodur-RF” осуществля-
лась через скважины №1-3, инъекция суспензий материала
“Микромаст” — через скважины №4-6 (рис. 5).

Инъекционные скважины расположены в ряд с шагом 1,4 м
и расстоянием между участками ~ 2,4 м, интервал инвестирова-
ния грунтов по глубине — от минус 3,0 до минус 2,0 м от поверх-
ности земли.

Инъекционные скважины глубиной L = 3,0 м проходились с
помощью шнекового бурения, оснащались металлическими пер-
форированными инъесторами (0вн = 32 мм, расстояние между
манжетами 250 мм), затрубное пространство замывалось песком.
В скважине №3 устанавливалась манжетная колонна из ПВХ.

Технологические параметры инъекции (количество заходок
инъектирования 2x0,5 м, консистенция суспензии В/Ц = 4,5 при
объеме нагнетания раствора на заходку/скважину 300/600 л, мак-
симальный расход раствора при нагнетании 10 л/мин, макси-
мальное давление нагнетания 0,5 МПа) определялись из
принципов инъекции грунта тонкодисперсными минеральными
вяжущими системы “MICRODUR” в режиме пропитки.

Для приготовления и нагнетания инъекционных суспензий
использовался модернизированный скоростной смеситель РМ—
350 с частотой вращения смесительной турбины 3000 об/мин., и
трехплунжерный насос НБ4—160/63.

Суспензии перемешивались в смесителе в течение 5 мин и
нагнетались в скважину через двойной пакер по полуциркуляци-
онной схеме.

Инъектирование соответствующих инъекционных скважин
материалами (суспензиями) “Mikrodur-RF” и “Микромаст” осу-
ществлялось попеременно.

При инъекции материала “Mikrodur-RF” давление нагнетания
колебалось от 0,1 до 0,3 МПа, расход раствора изменялся в преде-
лах от 3,0 до 7,0 л/мин. Время обработки первого полуметрового
интервала скв. №1 достигало - 2 ч, время инъекции остальных ин-
тервалов уменьшали до 1 ч. Общий расход суспензии с В/Ц = 4,5
составил 1800 л, выходов раствора на поверхность не наблюдалось.

Инъекция материала “Микромаст” в скважину №4 осуществ-
лялась при давлении 0,1 — 0,17 МПа (на четвертой минуте нагне-
тания зафиксирован скачок давления до 0,4 МПа), расход
цементной суспензии при нагнетании изменялся в пределах от 3,0
92
ПЛАН РАСПОЛОЖЕНИЯ ИНЪЕКЦИОННЫХ СКВАЖИН НА ОПЫТНОМ УЧАСТКЕ РАБОТ

СХЕМА ПРИГОТОВЛЕНИЯ ИНЪЕКЦИОННЫХ РАСТВОРОВ

УСЛОВНЫЕ
ОБОЗНАЧЕНИЯ

вода

Рис. 5. Проведение инъекционных работ на опытном участке

1	- кран пробковый,

2	- манометр,

3	- растворонасос НБ4-160/63,

4	- растворосмеситель РМ - 350
(модернизированный),

5	- склад минеральных вяжущих

(Mikrodur-RF, Микромаст)

-ф- - манжетная колонна из ПВХ,
-ф- - перфорированный инъектор
до 8,0 л/мин. Время обработки первого полуметрового интервала
скв. №4 составило ~ 1,5 ч, время инъекции остальных интервалов
уменьшили до 1 ч. Общий расход суспензии с В/Ц = 4,5 в скв. №1
составил 600 л, выходов раствора на поверхность не наблюдалось.

При инъекции в скважины №5 и №6 после нагнетания 150 —
170 л раствора давление повышалось до 0,3 МПа и происходил
прорыв цементной суспензии на поверхность на расстоянии 0,5 м
от инъектора.

Для определения влияния величины дисперсности и содер-
жания крупной фракции на проникаемость суспензии в грунт про-
изводитель ООО “МаСт” использовал для инъекций три
разновидности материала: в скв. № 4 инвестировалась суспензия
материала с удельной поверхностью ~ 11000 см2/г (определена по
методу воздухопроницаемости) применявшегося на станции “Ле-
нинский проспект”, в скважины №5 и №6 - с удельной поверх-
ностью соответственно ~ 9500 и - 8500 см2/г.

Сравнительный анализ “Mikrodur” и “Микромаста” прово-
дился по результатам инъекции скв. №4. Результаты показали, что
инъекция “Микромаста” происходит с гидроразрывом грунта.

Вскрытие котлована с обнажением и очисткой целиков ук-
репленного грунта, фиксацией параметров и отбором образцов
укрепленного грунта на обоих участках было выполнено через 10
суток после проведения инъекционных работ. Освидетельствова-
ние целиков укрепленного грунта показало следующее (рис. 6).

1.	При инъекции грунтов суспензией “Mikrodur” были обра-
зованы массивы из укрепленного грунта с характеристиками, близ-
кими к расчетным — равномерным распределением суспензии в
поровом пространстве грунта, радиусом укрепления 0,7 — 0,75 м,
объем укрепления от одного инъектора - 1,5 м3.

Укрепленный грунт однороден по площади и высоте цели-
ка, прочность укрепленного грунта достаточно высокая (отбор
кернов для испытания образцов на прочность прошел без про-
блем) и примерно одинаковая для различных точек массива, что
говорит о хорошей проникающей способности материала.

Получить физико-механические характеристики укрепленного
материалом “Mikrodur” грунта с помощью электродинамическо-
го зондирования не удалось по причине высокой прочности укре-
пленного массива.

Прочность образцов укрепленного грунта на прочность при
сжатии в возрасте 14 суток составила по ГОСТ 28570-90 в преде-
лах 4,0 — 5,0 МПа.
ПЛАН РАСПОЛОЖЕНИЯ ИНЪЕКЦИОННЫХ СКВАЖИН

НА ОПЫТНОМ УЧАСТКЕ

1-1

Участок инъекции
“Микромаст"
t-------------------------ч

Участок инъекции
“Mikrodur-RF”

ПРОДОЛЬНЫЙ РАЗРЕЗ ПО ОСЯМ ИНЪЕКЦИОННЫХ СКВАЖИН

Участок инъекции
“Микромаст"

Участок инъекции
“Mikrodur-RF"

Скв. №6 Скв. №5 Скв. №4

Скв. №3 Скв. №2 Скв. №1

Рис. 6. Результаты проведения инъекционных работ на опытном участке

УСЛОВНЫЕ
ОБОЗНАЧЕНИЯ

слой

3 - глина

и - песок пылеватый,

-J мелкий;

Т| - песок мелкий, сред-
ней крупности

*. - интервал инъекции
с проектным радиу-
сом распростране-
ния = 0,6 м
2.	При инъекции грунтов суспензией “Микромаста” не уда-
лось получить массив укрепленного грунта, близкий по объему к
расчетному. Пропитка грунта цементным раствором минимальна,
инъекция прошла в режиме гидроразрыва — в скв. №4 распро-
странение суспензии произошло в одну сторону от инъектора и
от плоскости гидроразрыва не превысило 0,20 — 0,25 м, в скв. №4
и № 5 распространение цементной суспензии от инъекторов про-
исходило также на расстояние 0,20 — 0,25 м.

Прочность укрепленного грунта по мере удаления от инъек-
тора или от линии гидроразрыва резко снижается — при отборе
образцов укрепленный грунт разрушался в коронке, образуя пла-
стичную субстанцию (отбор кернов для испытания образцов на
прочность был осуществлен только по линии гидроразрыва, где
концентрация нагнетаемой суспензии была максимальной).

ВЫВОДЫ

I.	ОТД В “Mikrodur” отвечает заявленным фирмой-производите-
лем характеристикам и может эффективно применяться для
укрепления мелкозернистых и пылеватых песков, в том числе
водонасыщенных, обеспечивая обработку грунтов в режиме
“пропитки”.

2.	Мелкодисперсный цемент марки “Микромаст” по своим фи-
зико-механическим и технологическим характеристикам не
соответствует ОТД В “Mikrodur” и в настоящее время не мо-
жет являться ему заменой и использоваться при укреплении
грунтов.

3.	Учитывая сказанное относительно материала “Микромаст” и
других аналогичных ОТД В “Mikrodur” материалов, необходи-
мо уточнить характеристики и область применения тонкомо-
лотых цементов ИНТРАЦЕМ и ВЦР.

4.	Для дальнейшего внедрения тонкодисперсных минеральных
вяжущих или тонкомолотых цементов, экологически чистых и
обладающих высокой проникающей способностью материа-
лов, необходимо также разработать нормативно-методическую
документацию, регламентирующую области применения, тех-
нологические параметры инъекции, применяемое инъекци-
онное оборудование, контроль качества работ по укреплению
грунтов.
ЛИТЕРАТУРА

1.	Воронкевич С.Д., Евдокимова Л.А. Газовая силикатизация пес-
чаных пород. М.: Изд-во МГУ, 1974.

2.	Janin J., Le Sciellour F. Chemical grouting for Paris rapid transit
tunnels. — Journal of the Constr. Division Proc, of American Society
of Civil Engineering, Jun. 1970.

3.	Абакумов A.B., Бикбау М.Я. и др. Свойства и применение вы-
сокопроникающих цементных тампонажных растворов (ВЦР).
Строительные материалы, 1997, № 5.

4.	Материалы семинара концерна “DYCK.ERHOFF”. 20.02.2001
г. Москва.

5.	Физико-химические свойства заполнителей из сверхмелких час-
тиц для закрепления грунтов и метод выполнения работ. Цен-
тральный институт ОНОДА ЦЕМЕНТ КО., ЛТД.
ВЕРОЯТНОСТНАЯ ОЦЕНКА СТРУКТУРНОГО СОСТОЯНИЯ
ИНЪЕКЦИОННОГО СОСТАВА НА ОСНОВЕ
КАРБАМИДНОЙ СМОЛЫ ПРИ ХИМИЧЕСКОМ
ЗАКРЕПЛЕНИИ ГРУНТОВ

Рубцов О. И. — инж.

Рассмотрен один из технологических факторов, определяющих процесс инъ-
екции, — время начала коагуляции инъекционного состава. Приведены ре-
зультаты статистической обработки результатов 160 опытов. Обоснована
применимость нормального закона распределения к результатам экспери-
ментальных исследований. Даны зависимости времени начала коагуляции
от концентрации компонентов при различных уровнях достоверности полу-
ченных результатов.

В настоящее время особую актуальность при сооружении вы-
работок неглубокого заложения в городском подземном простран-
стве приобретают способы воздействия на физико-механическое
состояние грунтов. Разрабатываются приемы воздействия на при-
родный массив. Одним из действенных методов управления со-
стоянием грунтов при проходке подземных выработок является
их укрепление химическими составами.

Распространенным способом химического закрепления пес-
чаного грунта является инъекция укрепляющих составов на осно-
ве карбамидных смол (крепителей). Наиболее широко используется
крепитель М-2.

Существующая технология производства работ подразумева-
ет приготовление двухкомпонентного инъекционного состава, пер-
вым компонентом которого является крепитель М-2, разбавленный
водой в соотношении 1:1; вторым, в качестве отвердителя, — вод-
ный раствор щавелевой кислоты плотностью 1,023г/см3 [1].

Из практики известно, что инъекционный состав является
структурно неустойчивым. Это проявляется в изменении физиче-
ского состояния состава во времени. На первой стадии состав ста-
билен, на второй происходит коагуляция, заключающаяся в
образовании хлопьев, третья — желатинизация состава, характе-
ризующаяся потерей подвижности, четвертая — полимеризация.

Время перехода состава во вторую стадию сопоставимо со
временем, необходимым на нагнетание состава в грунт. Зачастую
коагуляция происходит до завершения процесса. В этом случае
возникает ряд отрицательных побочных эффектов: забивание обо-
рудования, кальматация пор грунта, имеющих размеры, сопос-
тавимые с размерами частиц, т.е. доли миллиметра.

Целью данной работы являлось определение времени, при
котором гарантированно (с заданной вероятностью) отсутствует
коагуляция инъекционных составов на основе крепителя М-2 и
щавелевой кислоты.

Для достижения обозначенной цели были проведены экспе-
риментальные исследования по определению времени начала коа-
гуляции. Варьируемыми параметрами являлись концентрации
кислоты и смолы в их водных растворах. Исследования проводи-
лись путем проведения пяти экспериментов, каждый из которых
состоял из 32 опытов. Для проведения экспериментов, в соответ-
ствии с существующей технологией, отдельно подготавливались
два компонента состава. Первый компонент представлял собой
крепитель М-2 в состоянии поставки с добавлением к нему воды
в соотношении 1:1 (первый и четвертый эксперименты), 7:8 (тре-
тий) и 3:4 (второй и пятый). Второй компонент — отвердитель,
для его приготовления использовался концентрированный вод-
ный раствор кислоты плотностью 1,028г/см3 и вода. К 100мл пер-
вого компонента добавлялось 8, 10, 12, 15, 20, 25, 30 или 50мл
концентрированного раствора кислоты в чистом виде или с до-
бавлением к нему 20, 50 или 100мл воды. За время начала коагу-
ляции было принято время, при котором в составе образовывались
хлопья, заметные глазу, размером в доли миллиметра. Время на-
чала коагуляции составляло от десятков секунд, для одних рецеп-
тур, до нескольких часов — для других.

Проведенный анализ экспериментальных данных показал, что
существуют стохастические связи между концентрацией компо-
нентов и временем начала коагуляции. В связи с этим задача даль-
нейшей обработки данных заключалась в поиске этих связей и их
математическом описании.

Обработка результатов проводилась в следующей последова-
тельности. Данные по каждой из 8 точек, соответствующих посто-
янному отношению воды к смоле, аппроксимировались различными
зависимостями. Аппроксимация осуществлялась по методу наимень-
ших квадратов. При этом по заданным точкам строилась кривая
(линия тренда), определялось уравнение этой кривой, а также ве-
личина достоверности аппроксимации. Наибольшая достоверность
была получена при аппроксимации степенной функцией, т.е. зави-
симостью вида: ln(t) = А-о)в, где t — время начала коагуляции, А и
В — коэффициенты, соответствующие данной группе значений, со
— отношение объема кислоты к объему смолы.

В результате обработки массивов данных по всем экспери-
ментам получены значения коэффициентов А, В. Анализ полу-
ченных значений коэффициентов показал наличие стохастических
связей этих параметров с водо-смоляным отношением. Аппрок-
симация связей линейными зависимостями позволила получить
следующие уравнения: А=-0,22 Х+4,1; В =0,1 К —0,41, где X, - во-
досмоляное отношение. Подставляя значения А и В в степенное
уравнение получим:

ln(t) = (-0,22 • К + 4,1) • со0’1 х-°’4'.	(1)

Полученная зависимость характеризует среднее время (мате-
матическое ожидание) начала коагуляции. Однако для практики
важно знать время, в течение которого, с той или иной вероят-
ностью, не произойдет коагуляция. Для получения таких зависи-
мостей было необходимо проверить гипотезу о нормальности
распределения величины, характеризующей отношение логариф-
мов экспериментального и расчетного времени коагуляции к их
среднему значению (X).

Одним из критериев проверки гипотезы о нормальности функ-
ции распределения является критерий (паз)2 [2]. В результате вычис-
лений получено значение (псо)2=0,0639, что указывает на
нормальность закона распределения при любом уровне значимости.

Одним из косвенных факторов, подтверждающих правомер-
ность нормального закона распределения отношения логарифмов
экспериментального времени начала коагуляции к теоретически
определенному времени, может являться гистограмма, приведен-
ная на рис. 1. Характер гистограммы квазисимметричен относи-
тельно центрального значения, что указывает на незначительность
показателей скоса и эксцесса. Расчетные показатели составляют:
для скоса Sk=O, 181, для эксцесса Ek = -0,004, что меньше их
среднеквадратичных отклонений, равных 0,191 для скоса и 0,373
для эксцесса. Превышение среднеквадратичного отклонения ско-
са над его значением указывает на нормальность распределения. В
нашем случае распределение практически полностью совпадает с
нормальным. Для сравнения на рис.2 приведен теоретически рас-
считанный по формуле (2) график плотности вероятности.
60

интервалы изменения исследуемого параметра

Рис. 1. Гистограмма отношения логарифмов экспери-
ментального и расчетного времени начала коагу-
ляции

Рис. 2. Плотность вероятности времени начала коагу-
ляции
(х-а)2

V(x)—7—’ • •е 2’°2 ’

V2-7C-O

(2)

где а - математическое ожидание (в нашем случае а = 1);

а - среднеквадратичное отклонение случайной величины (о = 0,077).

Принимая гипотезу о нормальности распределения величи-
ны X можно построить функцию нормального распределения

F(x) = jV(x)dx.

(3)

Графически функция нормального распределения представ-
лена на рис. 3.

							
							
							
							
							
				у	/				—	
							
							
							
							
							
						i	

0.8	0.9	1	1.1	Ф

Рис. 3. Вероятность начала коагуляции в расчетный
период времени (р) в зависимости от коэффици-
ента ср
Основываясь на формулах (1) и (3) можно формализовать
зависимость времени начала коагуляции как от концентрации ве-
ществ, так и от вероятности начала процесса в расчетной период
времени. Представим эту зависимость в следующем виде:

ln( t) = <р • (-0,22 • X + 4,1) • о01 х-°’41.	(4)

где ф - коэффициент, соответствующий заданной вероятности.

При расчетном времени, определяемом по формуле (4), при
Ф= 1 можно говорить о том, что коагуляция начнется в 50% случа-
ев. Анализ показывает, что при ф=0,95 за теоретически опреде-
ленный промежуток времени коагуляция не произойдет в 75%
случаев; при ф = 0,9 за тот же период времени коагуляции не
будет в 90% случаев; при ф=0,8 вероятность составит 99,5%.

Сопоставим экспериментально полученное время начала коа-
гуляции с теоретически рассчитанным. С этой целью построим
график (рис. 4). Теперь мы можем визуально сопоставить экспери-
ментальные данные с соответствующими им теоретическими за-
висимостями при 50% вероятности (ф=1) и доверительными
интервалами соответствующими ф = 0,8 и ф = 1,2. Как видно из
рисунка, экспериментальные данные (по их линиям тренда) ук-
ладываются в 99% доверительный интервал.

Для практики более удобно представить графики непосред-
ственно времени начала коагуляции, а не графики, отражающие
логарифм времени. С этой целью трансформируем формулу (4) и
полученную зависимость представим в виде трехпараметрической
функции

t(ф, X, со) = ехр[ф • (-0,22 • к + 4,1) • cd0’1*’0’41 ].	(5)

Графически данная зависимость отражена на рис. 5. По пред-
ставленным графикам можно определить время, отводимое на тех-
нологический процесс, при котором гарантируется отсутствие
коагуляции. По оси ординат отложено время в минутах, по оси
абсцисс - отношение объемов кислоты и смолы. Кривые соответ-
ствуют различным отношениям объемов воды и смолы. Наиболь-
шее время гарантированного отсутствия коагуляции наблюдается
у менее разбавленного состава, наибольшее — у более разбавлен-
ного. На графике представлены составы с отношением воды к смо-
ле от 0,75 до 2. Заметим, что при проведении описываемых
Рис. 4. Экспериментальная зависимость логарифма
времени начала коагуляции (t, с) от отношения
объемов кислоты и смолы (со); 1 и 5 — верхняя
(<р = 1,2) и нижняя (ср = 0,8) границы расчетно-
го времени начала коагуляции; 2 и 4 — линии
тренда двух различных экспериментов ('/. = 1);
3 — расчетное время начала коагуляции (ср = 1)

экспериментов водосмоляное отношение доходило до трех. Одна-
ко, соответствующие зависимости на графиках не представлены.
Время начала коагуляции для водосмоляного отношения более двух
измеряется всего десятками секунд. Такое время не может быть
достаточным для осуществления технологического процесса.

Допустим, по условиям проведения инъекционных работ от-
веденное на процесс смешения компонентов и нагнетание время
составляет 10 мин. Требуется определить возможные составы при
90% вероятности отсутствия коагуляции. По приведенным на
рис.5,а графикам видно, что такому требованию соответствуют
				
				
				
				
				
				
				
				
	^2 3 4 5	£		
				
				
				
~ 'К	74. S /			
К х.	J				
				
				
			,		
						* -»• e 	 ""
				
				
				
				
				
				
				
				

o.l-----------------------------------------------------------------------------------------------------

0.1	0.2	0.3	0.4	0.5	(D

				
				
				
				
				
				
				
				
	4 5 6			
				
				
ч	чгл /	/			
	у			
				
Ч.	vf				
				
				
				
			-—. _ 		
						—	1	~	—	-		 .	~	
		—		
				
				
				

0.1	0.2	0.3	0.4	0.5	CO

Рис. 5. Время гарантируемого, с заданной вероятностью,

отсутствия коагуляции в минутах в зависимости
от отношения объемов кислоты и смолы: а — при
вероятности 90% (ср =0,9); б — при вероятности
99% (ср =0,8); 7-Л = 0,75; 2-7. = 1; 3~Л = 1,25;
4-7. = 1,5; 5-Х = 1,75; 6-7. = 2.
следующие составы: с отношением воды к смоле X = 0,75 при
отношении объемов кислоты к смоле о в интервале от 0,1 до 0,18;
состав с отношением X = 1 при ш от 0,1 до 0,15; состав с отноше-
нием X = 1,25 при ш от 0,1 до 0,125. Состав с водосмоляным отно-
шением 1,5 может быть применен только при отношении объемов
кислоты к смоле равном 0,1. Более разбавленные составы не мо-
гут быть использованы. Если время, необходимое на технологиче-
ский процесс, составляет 20 мин, то могут быть использованы
только состав с X = 0,75 при отношении объемов кислоты к смоле
со в интервале от 0,1 до 0,135 и состав с отношением X = 1 при о>
от 0,1 до 0,11.

ВЫВОДЫ

1.	Существует стохастическая связь времени начала коагуляции
с концентрациями компонентов инъекционного состава. Ма-
тематическое выражение этой связи в исследованном диапа-
зоне отражается формулой (5).

2.	Совокупность экспериментальных данных укладывается в рамки
нормального закона распределения, коэффициент вариации
при этом не превышает 8%.

3.	Для обработки подобного рода экспериментальных данных вы-
явлена целесообразность применения нелинейного двухпара-
метрического регрессионного анализа.

4.	Получены значения доверительных интервалов времени нача-
ла коагуляции, соответствующие различным уровням вероят-
ности. По приведенным графикам (рис. 5) можно с достаточной
для инженерных расчетов точностью определить время, отве-
денное на процесс инъекции состава в грунт с гарантией от-
сутствия в нем коагулированных частиц.

ЛИТЕРАТУРА

1.	Хямяляйнен В.А., Митраков В.И., Сыркин П.С. Физико-хи-
мическое укрепление пород при сооружении выработок. М.,
“Недра” 1996.

2.	Степнов М.Н. Статистическая обработка результатов механи-
ческих испытаний. М., “Машиностроение” 1972.
ДОЛГОВЕЧНОСТЬ НАБРЫЗГ-БЕТОНА КРЕПЕЙ
ПОДЗЕМНЫХ ВЫРАБОТОК С ДОБАВКАМИ -
УСКОРИТЕЛЯМИ СХВАТЫВАНИЯ

Гиренко И. В. — инж.

Рассматриваются вопросы долговечности набрызг-бетона на основе цемент-
ных вяжущих с химическими добавками, применяемых в конкретных услови-
ях сооружения и эксплуатации, результаты комплексных физико-химических
исследований набрызг-бетона с ускорителем схватывания “Альфа-ЖС”

К бетону тоннельной обделки предъявляются требования дол-
говечности. На основании теоретических положений о формиро-
вании свойств долговечного бетона можно утверждать, что случаи
разрушения связаны не с бетоном, как одним из видов строи-
тельных материалов, а с несоответствием его разновидности ус-
ловиям службы во внешней среде [1]. При анализе выявилась
необходимость дифференцировать случаи разрушения бетона, учи-
тывая не только условия его работы, но и всю совокупность усло-
вий формирования цементного камня в бетоне, особенно при
введении химических добавок.

Поэтому для определения возможности использования на-
брызг-бетонной крепи в качестве элемента постоянной конст-
рукции необходимо определить условия работы набрызг-бетона,
использованного при строительстве подходной штольни и пере-
гонного тоннеля на участке “Парк Победы” — “Киевская” ново-
австрийским методом, особенности влияния ускорителя
схватывания “Альфа-ЖС” на цементный камень и бетон не толь-
ко прямой оценкой прочностных характеристик набрызг-бетона
в разном возрасте, но и дать теоретический прогноз долговечно-
сти бетона с данным ускорителем схватывания.

Вопрос долговечности бетона с ускорителями схватывания
актуален, так как нецелесообразно использовать такой дорого-
стоящий материал, как бетон в качестве “бросового”. Тем более,
что для гидротехнических тоннелей временная крепь в целях эко-
номии времени и средств служит составной частью или отдель-
ным элементом постоянной обделки. Это подтверждено
многолетней эксплуатацией набрызг-бетона в качестве постоян-
ной конструкции на Байпазинской ГЭС, построенной в извест-
няках и агиллитах с прослойками глины (f=4), где на длине тон-
неля 780 м с шириной пролета 12.8 м и высотой 6.4 м толщина
набрызг-бетонной обделки составила 10 см, а также на Курисай-
ской ГЭС, построенной в песчаниках и аргиллитах с коэффици-
ентом крепости f=3-5, при ширине пролета Юми высоте 11 м
толщина набрызг-бетонной обделки в своде составила 6-8 см, а в
стенах — 8-14 см [2].

Однако, ряд зарубежных фирм не рекомендует учитывать на-
брызг-бетонную крепь в расчете постоянной конструкции, опа-
саясь, что повышенное количество ускорителей схватывания
щелочных силикатов и алюминатов “приведет к потере прочно-
сти, повышенной усадке и образованию выцветов” [3], то есть
возможна деструкция бетона, снижающая его долговечность.

УСЛОВИЯ РАБОТЫ НАБРЫЗГ-БЕТОННОЙ КРЕПИ

Глубина заложения тоннеля на участке, где отрабатывается
технология NATM (Парк Победы — Киевская, шахта 459 ТО-6),
составляет 60-70 м, то есть набрызг-бетонная конструкция рабо-
тает без воздействия отрицательных температур. Независимо от
сезона температура в тоннеле положительная. Так, средняя тем-
пература на участках до 100 м от ствола в зимний период состав-
ляет +5 ± 2°С (без дополнительных мер по утеплению ствола), в
летний — +13 ± 2°С. На участках тоннеля, расположенных от ствола
на расстоянии более 100 м, средняя температура практически ста-
бильна, и в зимнее время составляет +10 ± 2°С, а в летнее время
- +14 + 2°С.

Трасса тоннеля пролегает в известняках с прослойками гли-
ны. Порода по контакту с набрызг-бетоном влажная, местами слабо
обводненная, местами с редким капежом. Грунтовые воды, по
данным специалистов Метрогипротранса, являются неагрессив-
ными по отношению к бетону, то есть содержание сульфат-, хло-
рид- и магний- ионов не превышает допустимых значений, что
не требует применения специальных цементов. Следовательно, на-
брызг-бетон находится в условиях 90-100% влажности без агрес-
сивного воздействия грунтовых вод.

Сравнение показателей различных агрессий воды для двух
видов цементов — портландцемента и пуццоланового, конструк-
ции толщиной менее 0.5 м, находящиеся в контакте с грунтом и
имеющие коэффициент фильтрации более 10 м/сутки, приведе-
ны в табл. 1.
Таблица 1

Показатели агрессивности воды по отношению к бетону

Показатели, при которых вода агрессивна по отношению к бетону	Предельные значения агрессивности		Фактиче- ский по- казатель грунтовой воды, шахта 459
	для портланд- цемента	для пуццо- лановвого портланд- цемента	
Гидрокарбонатная щелочность НСОз, мг экв/л, не менее	1,5	0.5	7.6
РН, не менее	6.7	6.7	6.8
Содержание углекислоты, мг/л, более	6	0	0
Содержание ионов магния Mg2’, мг/л, более	6000	5000	122

Из табл.1 видно, что бетоны на пуццолановом портландце-
менте более стойкие по сравнению с бетонами на портландцементе
в водах с повышенной гидрокарбонатной щелочностью и содержа-
нием магния, но менее стойки при воздействии углекислоты. В дан-
ных условиях эксплуатации грунтовые воды не агрессивны для бетона
как на пуццолановом цементе, так и на обычном портландцементе.

Известно, что наиболее полный процесс протекания гидра-
тации, а следовательно, твердения бетона, роста его прочности
на основе гидравлических вяжущих происходит при положитель-
ной температуре и повышенной влажности.

Оптимальными режимами твердения бетона считается тем-
пература +20 ± 2 °C и влажность 95 ± 5%. То есть бетон набрызг-
бетонной крепи возводится и работает в очень благоприятных в
течение всего срока сооружения и эксплуатации тоннеля темпе-
ратурно-влажностных условиях.

Если введение добавки-ускорителя схватывания в бетон не
вызывает деструктивных процессов, которые непременно скажутся
на снижении прочности бетона в возрасте от 1 до 6 месяцев, то
на основании результатов испытания набрызг-бетона в разных
возрастах до 2 лет можно прогнозировать сохранность и неизмен-
ность свойств данного материала (набрызг-бетона) в течение всего
срока службы конструкции, то есть 100 и более лет. Из набрызг-
бетонной крепи подходной выработки, эксплуатируемой более 6
лет, были выбурены керны и проведена оценка долговечности
разных составов.
ФАКТОРЫ, СНИЖАЮЩИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ БЕТОНА

Анализ многочисленных работ зарубежных и отечественных
исследователей позволяет разделить факторы, влияющие на дол-
говечность бетона, условно на 3 класса:

-	факторы внутренней деструкции цементного камня;

-	факторы воздействия внешней среды (циклическое заморажи-
вание и оттаивание, увлажнение и высыхание, агрессивность
грунтовых вод и прочее);

-	дефекты структуры бетона в виде трещин, пустот (каверн) и
т.п.

Так как воздействие внешней среды на набрызг-бетон крепи
тоннеля метрополитена не вызывает снижения долговечности из-
за отсутствия внешних агрессивных воздействий, то данный класс
факторов и их влияние на бетон рассматриваться не будет.

Факторы внутренней деструкции цементного камня опреде-
ляются химическими процессами, протекающими внутри цемент-
ного камня, которые возможны из-за следующих причин:
- наличия щелочей Na2O и К2О в цементе и реакционно-способ-
ных заполнителей;

-	избыточного количества MgO (периклаза) в цементе;

-	образования эттрингита C3AS3H3I (гидросульфоалюмината каль-
ция) при гидратации цемента.

Поэтому влияние ускорителя “Альфа-ЖС” будет рассмотре-
но с точки зрения вышеперечисленных факторов, вызывающих
внутреннюю деструкцию цементного камня.

ЩЕЛОЧНАЯ КОРРОЗИЯ ЗАПОЛНИТЕЛЕЙ

Причины возникновения указанных необратимых процессов,
приводящих к разрушению сооружений, до сих пор не имеют
точных теоретических объяснений [1]. Однако определено, что раз-
рушение — результат роста и расширения новообразований в це-
ментном камне, формирующемся при взаимодействии щелочей
на базе окислов K2O+Na2O, входящих в состав цемента, и аморф-
ной кремнекислоты горных каменных пород крупного заполни-
теля [4, 5].

Исследования [4] показали, что реакционная способность
горных пород в коррозионном процессе постепенно возрастает
от основных к кислым породам и от полнокристаллических струк-
тур горных пород к породам с увеличенным содержанием стекла.
Для предотвращения негативного действия щелочей цемента
на реакционно-способный кремнезем заполнителей или так на-
зываемую щелочную коррозию заполнителей в цементах ограни-
чивается суммарное содержание щелочей Na2O+K2O до 1.5% или
в состав бетона вводится добавка активного пуццолана. Пуццола-
новые портландцементы не подвержены щелочной коррозии.

Многолетний контроль за заполнителями регионов бывше-
го СССР показал, что они не содержат реакционно-способного
кремнезема [1, 4]. Поэтому этот вид коррозии не является ха-
рактерным при условии содержания щелочей в цементе менее
1.5%.

Рассматривая влияние добавки “Альфа-ЖС” на цемент с
точки зрения возможности возникновения данного вида корро-
зии, можно отметить, что при введении Na2O одновременно вво-
дится активный кремнезем SiO2 и гидроксиды двух и трех
валентных металлов (кальция, алюминия, железа и т.п.). Как по-
казали результаты рентгенофазовых исследований в цементном
камне с добавкой “Альфа-ЖС”, натрий вошел в комплексные
соединения: эпистилбит (Са, Na) (Si, А1)6О|2 х 4 Н2О, нозилит
NagAl6Si6O2 х 4SO4 и морденит Na-Al-Si-O-H2O. Таким образом,
портландцемент, используемый в набрызг-бетоне, при введе-
нии данной добавки приобретает свойства пуццолановых цемен-
тов. Поэтому данный вид коррозии не может быть вызван
введением в состав набрызгбетона добавки “Альфа-ЖС”. Про-
исходящие изменения в цементном камне при введении в его
состав добавки “Альфа-ЖС”, исследовались в лаборатории фи-
зико-химических исследований НИИЖБа в 1997г., а рентгено-
графический анализ цементного камня, извлеченного из
набрызг-бетона подкрепленной выработки после 6 лет эксплуа-
тации в 2000г., рассмотрены ниже.

ИЗБЫТОЧНОЕ КОЛИЧЕСТВО ПЕРИКЛАЗА MgO
В ЦЕМЕНТЕ

Помимо щелочной коррозии в бетоне может развиваться в
течение длительного времени деструкция цементного камня из-
за избыточного количества MgO в виде минерала периклаза. Взаи-
модействие окиси магния с водой в нормальных условиях протекает
по формуле

MgO + Н2О ® Mg(OH)2.	(1)
Новые гидратные соединения магния занимают больший объ-
ем, чем исходные компоненты. Следовательно, в структуре це-
ментного камня возникают напряжения, превышающие
допустимый предел для материала, в котором формируются эти
новообразования.

Наличие недопустимых в цементе веществ обязательно вы-
зовет и реакцию с водой, и последующее разрушение бетона.

Мерой по предотвращению этого вида деструкции является
ограничение в исходном цементе содержания MgO с проверкой
на изменение объема, то есть использование цемента, который
прошел испытание на равномерность изменения объема, зафик-
сированный в паспорте на партию цемента.

Следовательно, если окись магния в виде минерала перикла-
за отсутствует в исходном цементе, что подтверждается данными
паспорта завода-поставщика цемента, и искусственно не вносит-
ся в бетон с химическими добавками, то данный вид коррозии в
бетоне отсутствует.

В добавке “Альфа” магний присутствует в количестве менее
0.1% в виде гидроокиси Mg(OH)2, которая в цементе не претер-
певает никаких химических изменений, и, являясь инертной со-
ставляющей добавки, служит элементом кальматации пор. А в
комплексной добавке “Альфа-ЖС” магний претерпевает химиче-
ское превращение и входит уже в состав добавки в виде ком-
плексного соединения — илит триоктахедрил- К 0.5 (Al, Fe, Mg)3
х (Si, Al)4 О10(ОН)2 [6].

РОЛЬ ГИДРОСУЛЬФОАЛЮМИНАТА КАЛЬЦИЯ

В ФОРМИРОВАНИИ МИКРОСТРУКТУРЫ и свойств
ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ И БЕТОНА

Для формирования структуры цементного камня эттрингит
— 3CaSO4 х А12О3х31Н2О — имеет существенное значение, так как
процесс кристаллизации и перекристаллизации этого комплекса
сопровождается развитием больших кристаллизационных давле-
ний, являющихся одним из источников деструктивный процес-
сов [7].

Выделяясь на ранних стадиях гидратации в виде игольчатых
кристаллов, эттрингит создает первичный каркас структуры це-
ментного камня и способствует повышению его начальной проч-
ности. Сказанное справедливо, однако лишь в том случае, если
сульфат кальция введен в цемент в оптимальной дозировке, то
есть в таком количестве, которое связывается портландцементом
в течение первых суток гидратации.

В этот период происходит формирование структуры цемент-
ного камня и поэтому кристаллизация эттрингита не приводит к
ее нарушению. Напротив, образующиеся игольчатые кристаллы
эттрингита как бы “армируют” формирующуюся структуру це-
ментного камня [8].

На более поздней стадии гидратации наблюдается обраста-
ние первоначального сульфатного каркаса гидросиликатными но-
вообразованиями, что обусловливает дальнейшее упрочнение
цементного камня.

Введение гипса в количестве, превышающем его оптималь-
ное содержание, может привести к нежелательным явлениям. В
этом случае процессы связывания гипса и кристаллизация эт-
трингита происходят частично уже после образования жесткого
структурного каркаса. В результате этого в затвердевшем цемент-
ном камне возникают собственные напряжения, приводящие к
локальным нарушениям структуры и снижению прочности [9]. Так,
ускоритель схватывания “Сигунит”, широко используемый за ру-
бежом, в своем составе, помимо алюмината натрия Na2Al2O3, со-
держит углекислый калий К2СО3, сульфат натрия Na2SO4 и т.п.,
то есть дополнительное количество сульфат- и алюминат- ионов
в добавке может вызвать деструктивные процессы при условии
несочетаемости ее химического состава с химическим и минера-
логическим составом портландцемента.

На рост прочности цементного камня существенное влияние
оказывают также деструктивные процессы, связанные с фазовы-
ми превращениями эттрингита [9]. Эттрингит, образовавшийся
первоначально в цементном камне, после полного химического
связывания гипса и при наличии в жидкой фазе алюминатных
ионов, поставляемых ускорителем схватывания на основе алю-
мината натрия, может перекристаллизоваться в моносульфоа-
люминат кальция. В экспериментах [8] были случаи, когда в
результате длительного водного твердения образовавшийся вна-
чале эттрингит полностью превращался в моносульфат. Указан-
ные фазовые превращения гидросульфоалюминатов кальция
происходят, как правило, в уже затвердевшем цементном камне
и сопровождаются деструктивными процессами. Величина сни-
жения прочности цементного камня обусловлена при этом глу-
биной фазового превращения и степенью вызванного им
нарушения структуры.
Таким образом, гидросульфоалюминат кальция — эттрин-
гит- является важнейшей структурной составляющей цементного
камня, в значительной степени определяющей его прочностные
и деформативные свойства.

По данным [10], для устойчивого существования эттрингита
концентрация сульфата кальция должна быть не менее 14.6 мг/л.

Касаясь условий кристаллизации эттрингита при взаимо-
действии С3А с гипсом, в [11] отмечается, что скорость кри-
сталлизации эттрингита резко изменяется в процессе твердения.
Высокий уровень пересыщения раствора, обусловливающий вы-
сокую дисперсность образующегося эттрингита, приводит к об-
разованию оболочек на поверхности исходных фаз, что в
дальнейшем замедляет кинетику связывания гипса и кристалли-
зацию эттрингита.

Важную роль извести Са(ОН)2 в характере протекания реак-
ции взаимодействия С3А с гипсом подчеркивают также многие
исследователи [10, 12 - 15].

Так, в работах [12, 13] показано, что при концентрации СаО,
близкой к равновесной для С4АН13 (1,07-1,08 г/л), содержание
глинозема в растворе снижается почти до нуля. В этом случае об-
разование гидросульфоалюмината кальция происходит с участи-
ем твердой фазы и кристаллы сульфоалюмината образуются на
поверхности зерен С3А.

Швите, Людвиг и Ягер [16] показали, что после образования
сульфоалюминатной оболочки вокруг зерен С3А дальнейшая их
гидратация замедляется. Определяющим фактором скорости про-
цесса гидратации становится в этот период скорость диффузии
сульфатных ионов через эту оболочку. Начиная с 24 ч. эттрингит
превращается в моносульфат. На основании полученных резуль-
татов был сделан вывод, что моносульфатная форма и твердый
раствор, в свою очередь, со временем могут перекристаллизовы-
ваться в эттрингит C3AS3H31 и С4АН13.

Анализ работ, выполненных различными исследователями,
показывает, что первичным продуктом взаимодействия С3Ас гип-
сом является трехсульфатная форма гидросульфоалюмината каль-
ция (эттрингит), которая стабильна в условиях высоких
концентраций сульфата кальция. При недостаточном количестве
гипса эттрингит переходит в моносульфатную форму или твер-
дый раствор последней с С4АН13.
УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ И ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ
ГИДРОСУЛЬФО-АЛЮМИНАТОВ КАЛЬЦИЯ

В ЦЕМЕНТНОМ КАМНЕ

По мнению Лерга, Эштона и Боуга [17], в бетоне в обычных
условиях может быть стабильна только трехсульфатная форма суль-
фоалюмината кальция.

Моносульфатная форма, даже если она и образуется, долж-
на более или менее быстро превращаться в трехсульфат. Это пре-
вращение замедляется только при очень высоких концентрациях
щелочей.

В работах Форсена [18] и Хедина [19] высказана иная точка
зрения о последовательности образования сульфоалюминатных
фаз в твердеющем цементном камне. Эти исследователи обнару-
жили, что максимальное количество гипса, которое может быть
связано при гидратации портландцемента, соответствует одному
молю CaSO4 на один моль А12О3.

На основании этого ими было высказано предположение,
что в присутствии гипса при твердении цемента первоначально
образуется моносульфатная форма сульфоалюмината кальция. По
мнению Оттемана [20], при рН>12.5, то есть в среде гидратирую-
щегося портландцемента, стабильна только моносульфатная форма
гидросульфоалюмината кальция.

Калоусек [21] в ранних работах также указывал, что в це-
ментном камне сначала образуется моносульфатная форма, ко-
торая затем переходит в трехсульфатную с увеличением объема,
что, по его мнению, может явиться причиной разрушения це-
ментного камня и бетона. Аналогичного мнения придерживается
и В.В. Михайлов [22].

Такая противоречивость во мнениях связана с несовершен-
ством методов исследования.

С помощью боле совершенных методов последних лет [23-25]
было получено, что в процессе твердения портландцемента пер-
вым образуется эттрингит (трехсульфатная форма) и после полно-
го химического связывания гипса превращается в твердый раствор
моносульфоалюмината и С4АН13. Сроки этого превращения обу-
словлены соотношением количества С3А и CaSO4 в составе цемен-
та без химических добавок и наличием химических добавок,
обусловливающих изменение протекания химических реакций.

Добавки-ускорители схватывания для набрызг-бетона, такие
как “Сигунит”, на основе алюмината натрия Na2O х пА12О3, и
жидкое стекло (силикат натрия Na2O х mSiO2) являются щелоче-
содержащими добавками. Как было сказано выше, наличие в гид-
ратирующемся цементе значительного количества щелочей,
особенно в первоначальный момент, может подавлять образова-
ние эттрингита в стадии упруго-пластичного состояния. Возник-
новение же его в затвердевшем цементном камне может вызвать
развитие больших внутренних напряжений, то есть деструкцию
цементного камня и снижение его прочности.

Это может наблюдаться при назначении высоких дозировок
добавок. Чаще всего это возникает, когда используемый цемент
не сочетается с химической добавкой и для обеспечения необхо-
димых сроков схватывания, требуемых технологией NATM, при-
ходится значительно увеличивать содержание добавки-ускорителя.
Особенно “капризными” к химико-минералогическому составу
цемента являются добавки на основе алюмината натрия, что и
наблюдалось при сооружении тоннелей УНК в г. Протвино спе-
циалистами Протонтоннельстроя совместно с австрийскими.

Полученные результаты показали, что с отечественными це-
ментами, изменяющимися в значительной степени по составу и
свойствам, добавка “Сигунит” фирмы “Сика пластимент” соче-
тается плохо, что и объясняет снижение прочности от 23.6 МПа
в одномесячном возрасте до 18.7 в трехмесячном (данные получе-
ны ЦСЛ Протонтоннельстроя) [26].

Свойства, приобретаемые цементным камнем и бетоном при
введении добавки “Альфа-ЖС”, определяются ее физико-хими-
ческим составом. Поэтому действие ее на цементный камень обу-
словлено, с одной стороны, действием силиката натрия, а с другой
— солями и гидроксидами двух- и трехвалентных металлов добав-
ки “Альфа” [27-29].

При определенном соотношении между добавками “Альфа”
и жидким стеклом (силикатом натрия) щелочная среда, созда-
ваемая жидким стеклом, вызывает пептизацию (дробление) час-
тичек “Альфы”, усиливая ионную силу раствора и увеличивая
гидратные оболочки вокруг частичек металлов. Они и служат в
цементном камне “гидроамортизаторами” напряжений. Поэтому
даже при высокой концентрации добавки “Альфа-ЖС” она не
вызывает усадочных явлений, характерных для одного жидкого
стекла, и деструктивных процессов, связанных с образованием
эттрингита, а также приводящих к снижению прочности при по-
вышенном содержании добавки (см. рис. 1), а также во времени.
АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ПРОЧНОСТНЫХ ИСПЫТАНИЙ
НАБРЫЗГ-БЕТОНА С ДОБАВКОЙ “АЛЬФА-ЖС”

Для оценки динамики прочности набрызг-бетона с добав-
кой в период сооружения крепи на подходной штольне, опытном
участке и перегонном тоннеле осуществлялся контроль прочно-
сти набрызг-бетона неразрушающими (по отрыву со скалывани-
ем и склерометрия) и разрушающим (выбуривание и испытание
кернов) методами в возрастах от 1 суток до 6 лет.

Неразрушающими методами испытано 22390 точек. Испыта-
ния склерометром проводились как в тоннеле, так и на контроль-
ных образцах, выбуренных из обделки и из ящиков, а также на
контрольных образцах-цилиндрах

Испытание разрушающими методами образцов — кернов, вы-
буренных из обделки и ящиков, и образцов цилиндров превыси-
ло 300.

Результаты испытаний приведены в табл. 2 и на рис. 1.

Таблица 2

Изменение прочности набрызг-бетона во времени

Вид измерений			Возраст в месяцах							
			0,5	1	3	6	9	12	18	24
Место отбора проб		По- каза- тели								
Керны (разру- таю- щий)	тон-  нель	R, МПа	-	15	21.5	24.2	25.7	26.7	29.2	33.9*
		R, %	-	100	143	161	171	178	195	226
		Vm	-	-	9.1	10.2	12	9.9	11.3	-
	ящик	R, МПа	13.7	15.2	21.3	26.3	31.0	31.9	37.2	-
		R, %	90	100	153	173	204	210	245	-
										
		Vm	40.7	11.6	18	12	-	4.1	-	-
Скле- рометр (нсраз- рушаю- щий)	тон-  нель	Пекл	22,3	28,2	-	33,2	-	35,1	-	36,0
		R, МПа	11,8	16,3	-	27,2	-	29,8	-	30,5
		R, %	72.0	100	-	167	-	183	-	187
		Vm	23	16.4	-	6.04	-	8.6	-	9.3

* Результаты получены по двум аркам.
О 7 30 90 180 270 360 540 720

Сутки

Рис. 1. Изменение прочности набрызг-бетона во времени
(шахта 459, результаты контроля)

На основе полученных данных проводилась выборочная оцен-
ка характеристик однородности бетона по прочности в анализи-
руемые периоды 0.5; 1; 3; 6; 9; 12; 18 месяцев.

В течение анализируемого периода для каждой партии бето-
на вычислялось среднее квадратичное отклонение Sm

(2),

где Rm - средняя прочность образцов, МПа, вычисляемая по формуле

(3)

R. - единичное значение прочности бетона, МПа,
п - число единичных значений прочности бетона за исследуемый пе-
риод.

Затем вычислялся коэффициент вариации Vm прочности бе-
тона за исследуемый период по формуле

Sm

Чп = R * 100%‘
m Rm
Результаты обработки данных по прочности бетона, относи-
тельной прочности бетона к марочной прочности и коэффициен-
ты вариации прочности бетона в зависимости от возраста
приведены в табл. 2. Оценивались прочностные характеристики по
кернам из тоннеля, из ящиков и склерометрические испытания.

Из полученных результатов видно, что набрызг-бетон с до-
бавкой “Альфа-ЖС”, используемой в качестве ускорителя схва-
тывания, увеличивает прочность во времени в исследуемом
временном интервале (до 2 лет) без спада прочности. Получен-
ные результаты от 1 мес. до 18 мес. достоверны, о чем говорит
коэффициент вариации Vm, укладывающийся в доверительный
интервал 12%. Результаты прочностных испытаний в возрасте 0.5
мес. можно принять за ориентир, так как Vm = 23% - ± 40.7%.

Таким образом, полученные данные подтверждают теорети-
ческие изыскания прогноза долговечности бетона с разработан-
ной в НИЦ ТМ ЦНИИС добавкой-ускорителем схватывания
“Альфа-ЖС”.

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
НАБРЫЗГ-БЕТОНА С ДОБАВКОЙ “АЛЬФА-ЖС”

Полученные положительные результаты по прочности на-
брызг-бетона, отслеженные в течение 2-х лет, заставили проана-
лизировать на теоретическом уровне процессы, протекающие в
цементном камне при введении добавки “Альфа-ЖС”, одного
жидкого стекла, а также алюминатной добавки “Сигунит”, ши-
роко рекламируемой и применяемой за рубежом.

Набрызг-бетон, получающийся на портландцементах, мине-
ралогический и химический составы которых даны в таблицах 3 и
4, с добавкой “Альфа-ЖС” приобретает в силу химических реак-
ций, протекающих между гидратирующимися минералами порт-
ландцемента, силикатом натрия (жидкого стекла), солями и
гидроокисями двух- и трехвалентных металлов (“Альфы”) пуц-
цолановые свойства.

В затвердевшем портландцементе, приобретшем пуццолано-
вые свойства, значительное количество извести Са(ОН)2, выде-
лившееся при гидролизе и гидратации минерала C3S, связывается
с активным кремнеземом добавки в низкоосновные гидросили-
каты кальция. Этот процесс — длительный, превышающий 12 ме-
сяцев, что и получено по результатам испытаний набрызг-бетона
в различных возрастах до 2 лет (см. табл. 2, рис. 1).
Таблица 3

Минералогический состав цементных клинкеров, использо-
ванных в набрызг-бетоне

Завод	Минералогический состав, %				СаО Св.	Коэф, насы- щения	Модули	
	C3S	C2S	С3А	c4af			Сили- кат- ный	глино- земи- стый
Брян- ский	63	17	6	12	0.33	0.93	2.4	1.0
Белго- род- ский	64	16	4	13	0.37	0.92	2.7	1.0

Таблица 4

Химический состав клинкеров

Завод	Содержание окислов, %						
	СаО	SiO2	А120з	Fe2O3	MgO	SO3	Na2O+K2O
Брян- ский	62	24	8	4	<1	<1	<1
Белго- родский	67	20	4	6	<1	<1	<1

При этом из-за низкой концентрации извести (гидроокиси
кальция) в цементном камне высокоосновные гидроалюминаты
кальция (С3АН6) переходят в низкоосновные соединения вида
СхАНу — (хСаО х А12О3 х уН2О), где х < 2. Такие бетоны более
стойки к воздействию агрессивной сульфатной среды, чем бето-
ны на портландцементе без пуццолановых добавок.

В случае введения в набрызг-бетон алюминатных добавок,
одним из представителей которых является “Сигунит”, при вы-
соком содержании растворимого глинозема А12О3 часть извести
может соединиться с глиноземом и образовать в цементном кам-
не дополнительное количество гидратированного трехкальциево-
го алюмината. Поэтому применение бетонов с такими добавками
недопустимо в условиях сульфатной агрессии. Данное положение
подтверждается нормативом Австрии на набрызг-бетон [30].

Разрушение таких бетонов возможно и без воздействия внеш-
ней агрессивной сульфатной среды — при твердении бетона, на-
пример, при рядовой тонкости помола цемента и содержании в
нем гипса в таком количестве, которое не успевает соединиться с
гидратированным алюминатом в гидросульфоалюминат кальция
в период упруго-пластичного состояния цементного теста.

Алюминатные добавки очень чувствительны к химическому
и минералогическому составу цемента, а также к его тонкости
помола. Поэтому для обеспечения долговечности таких бетонов
требуется очень строгий химический контроль как состава цемен-
та, так и добавок на стадии их приготовления. Вероятно, поэтому
за рубежом не даются гарантии на долговечность набрызг-бетона
с химическими добавками, содержащими повышенное количе-
ство алюминатов натрия, тем более, что иногда наблюдается сни-
жение прочности в 3-месячном возрасте по сравнению с
прочностью в 1-месячном возрасте.

Введение в набрызг-бетонную смесь такой добавки, как сили-
кат натрия Na2O х nSiO2 х тН2О, обеспечивает быстрое схватыва-
ние, требуемое технологией NATM, и быстрый набор прочности в
возрасте до 1 суток. Механизм схватывания и нарастания прочно-
сти заключается в том, что введение его в цементную систему вы-
зывает быстрое образование первичных гидросиликатов кальция
из выделяющихся из C3S (ЗСаО х SiO2) при взаимодействии с во-
дой гидроокиси кальция Са(ОН)2 и SiO2 — жидкого стекла.

Данная реакция протекает при значительном количестве воды,
которая связывается в гидросиликатах кальция, придающих системе
начальную прочность. Поэтому при ведении силиката натрия значи-
тельно повышается нормальная густота цементного теста (количест-
во воды, необходимое для обеспечения определенной пластичности).

Недобор прочности объясняется не только перекристаллиза-
цией во времени малостабильных новообразований, но и образо-
ванием рыхлой структуры за счет избыточного количества воды в
системе. Данные фирмы “Sika” по влиянию силиката натрия (жид-
кого стекла) на прочность набрызг-бетона в 28-суточном возрас-
те, а также данные НИЦ ТМ, полученные совместно с ЦСЛ
Протонтоннельстроя, представлены на рис. 2.

При повышении содержания жидкого стекла, то есть щелоч-
ности системы, гидратация минералов цементов тормозится, а при
очень больших значениях — останавливается. При этом возможно и
снижение прочности бетона во времени, обусловленное трещино-
образованием системы из-за повышенных усадочных явлений.

Возвращаясь к портландцементу, приобретшему свойства пуц-
цолановых цементов, следует отметить его повышенную стойкость
и долговечность при твердении в воде и влажных условиях. Благо-
даря высокой стойкости в мягкой воде, а также возможности по-
% же

Рис. 2. Влияние содержания жидкого стекла (ЖС) на
прочность набрызг-бетона в возрасте 28 суток

лучения бетона с высокой водонепроницаемостью, такое вяжу-
щее незаменимо при возведении подземных сооружений (тонне-
лей, шахт, подземных коммуникаций, массивных коммуникаций,
работающих под напором и т.п.).

В отличие от цементов с алюминатными добавками цементы
с пуццолановыми (“Альфа-ЖС”), при твердении выделяют зна-
чительно меньше тепла, поэтому при набрызг-бетонировании мож-
но наносить слои значительной толщины, не боясь термического
трещинообразования.

Так, первая линия метрополитена в г.Москве строилась с
применением бетонов на пуццолановом портландцементе М250
[1], впервые разработанном в СССР и применяемом с 1933 г.

В 1994 г. сотрудниками НИЦТМ исследовался бетон на таком
цементе, уложенный на перегоне “Охотный ряд — Библиотека им.
Ленина” и на соединительных ветках с Филевской линией. Было
получено, что при исходной марочной прочности бетона (проект-
ной), равной 130 кГс/см2, через 60 лет эксплуатации обделки в
водонасыщенных грунтах прочность бетона возросла более чем в 3
раза и составила не менее 400 кГс/см2 [31]. Бетон был приготовлен
как на гранитном, так и на известняковом заполнителях.

Поэтому с полной уверенностью можно сказать, что бетонные
конструкции на пуццолановых портландцементах, эксплуатируемые
в подземных условиях, имеют срок службы не менее 100 лет.

На основании теоретических изысканий, опыта эксплуата-
ции тоннельных конструкций из бетонов на пуццолановом це-
менте, анализа гидрогеологических и температурно-влажностных
условий работы набрызг-бетонной крепи на перегонном тоннеле
“Парк Победы” — “Киевская” в г. Москве, а также результатов
испытаний набрызг-бетона крепи можно заключить, что химиче-
ская добавка-ускоритель схватывания “Альфа-ЖС”, придающая
бетону пуццолановые свойства, не должна вызывать деструктив-
ных процессов как в самом цементном камне, так и на контакте
его с заполнителем.

РЕЗУЛЬТАТЫ РЕНТГЕНОФАЗОВЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

Для подтверждения теоретических изысканий в части процес-
сов, протекающих в набрызг-бетоне с добавкой ускорителем схва-
тывания “Альфа-ЖС”, потребовалось провести исследования на
основной составляющей бетона — цементном камне и проанали-
зировать изменения добавки после смешивания ее компонентов.

Исследования трех проб, две из которых были представлены
цементным камнем без добавок и цементным камнем с добавкой
“Альфа-ЖС”, а также обезвоженной добавкой “Альфа-ЖС” про-
водились в лаборатории физико-химических исследований НИ-
ИЖБа в 1997г. [6]. Для определения фазового состава применялись
методы рентгенофазового и дифференциально-термического ана-
лизов (РФА и ДТА). Возраст образцов цементного камня был при-
близительно 1 год.

Спектральный анализ пробы, обезвоженной добавки “Альфа-
ЖС”, состоящей из жидкого стекла и добавки “Альфа”, показал
присутствие в пробе нераскристаллизованной ренгеноаморфной
массы — стекла, так как одна из составляющих добавки — жидкое
стекло. Ввиду плохой раскристаллизации материала было трудно
судить о его фазовом составе. Однако из данных РФА следовало,
что в пробе присутствует кальцит СаСОЗ, температура диссоциа-
ции которого значительно сдвинута в сторону более низких темпе-
ратур. Возможно также присутствие двойной карбонатной фазы —
гейлюсита Na2Ca(CO,)2 5Н2О, портландита Са(ОН), и илит триок-
тахендрила- К 0.5 (Al,Fe,Mg)3 х (Si,Al)4 О|0(ОН)2. Наличие комплекс-
ных соединений в добавке “Альфа-ЖС” свидетельствует о
химическом взаимодействии жидкого стекла с составляющими до-
бавки “Альфа” при их смешивании и наличии некоторых фаз, при-
сущих цементу.

При исследовании пробы цементного камня получено, что
преобладающей его фазой являлся портландит Са(ОН),, в мень-
шем количестве присутствовал кальцит СаСОЗ, то есть те же фа-
зы, что и у добавки “Альфа-ЖС”. Отчетливо прослеживалась фаза
гидросульфоалюмината кальция - эттрингита. Фазы гидросили-
катов, как обычно для цементов, — скрытые. Из остаточных клин-
керных минералов присутствовал алит (трехкальциевый силикат
C3S) и белит (двухкальциевый силикат C2S).

Фазовый состав кристаллических образований цементного
камня с добавкой “Альфа-ЖС” был близок к составу цементного
камня-без добавок. Однако количественно имелись существенные
особенности: так в пробе с добавкой “Альфа-ЖС” стало значи-
тельно меньше портландита и несколько больше кальцита. Умень-
шение количества Са(ОН)2 вызвано, вероятно, связыванием
извести в гидросиликаты, что подтвердилось при определении
степени гидратации проб цементного камня. В табл. 5 приведены
фазовые составы всех трех проб, из чего видно, что введение до-
бавки “Альфа-ЖС” меняет химические реакции, протекающие
при гидратации цемента и данная добавка придает портландце-
менту пуццолановые свойства.

6 Оценка долговечности набрызг-бетона по образцам, выбу-
ренным из эксплуатируемой в течение 6 лет крепи тоннельной
выработки шахты 459

Для оценки долговечности была использована расчетно-экс-
йериментальная методика [32, 33], в качестве теоретической ос-
новы которой приняты физические представления о старении
материала под действием внешних (эксплуатационные нагрузки,
температурные воздействия) и внутренних воздействий (физико-
химические процессы растворения, вынос продуктов коррозии
или накопление веществ новообразований), обуславливающих на-
копление дефектов в материале (приращения объема пустот, тре-
щин) до возникновения в нем критических напряжений.

'Механизм приращения объема пустотности (трещин) рас-
сматривается в данной методике на модели бетона, представлен-
ной в виде двухуровневой структуры: первый уровень — это матрица
затвердевшего цементного камня с включениями и второй уро-
вень — пустоты различной формы (трещины), как результат внеш-
них воздействий, изменяющих напряженно-деформированное
состояние в точке и объеме.

Все исследования проводились на образцах набрызг-бетона,
полученных путем выбуривания кернов из эксплуатируемой штоль-
ни, закрепленной более 6 лет назад набрызг-бетоном с ускорите-
лем схватывания “Альфа-ЖС” и без добавки. Проводились
комплексные механические и физико-химические исследования
набрызг-бетона: определялись прочность, его водопоглощение,
Таблица 5

Результаты рентгенофазовых исследований

Цементный камень из ПЦ500 (Фокинский)	Цементный камень из ПЦ500 (Фокинский) с добавкой «АльфаЖС»	Добавка «Альфа-ЖС» (обезвоженная)
Са(ОН)2 -портландит	Са(ОН)2- портландит	СаСОз - кальцит
Fe2(SO4)3 х 8Н2О - гидросульфат железа	(Fe,Al,Mg)6 х  (Si А1)4О10(ОН)8- хамосит	К O.5(Al,Fe,Mg)3  х (Si,А1)4 Ою (ОН)2 - илит триоктахедрил
Ca6AI2(SO4 )з ОН |2 х 26Н2О - эттрингит	N СаО х m SiO4 - силикат кальция	Na2Si2C>5 силикат натрия
Са9Н281бО|8 (ОН)в х 6Н2О - джейнит	4 Са х FeO х 4Ре20з - оксид кальция и железа	Na2Ca(CO3)2 х 5 Н2О - гейлюсит
Са2SiC>4 - ларнит	(Ca,Na) (Si,Al)6O|2 х 4Н2О - эпистилбит	
А1(ОН)з - гидроксид алюминия	Na8Al6Si6O2 х 4SO4 - нозилит	
Са6А1 |2(SO4SiO4  СО3)з (ОН)|2х 26Н2О - эттрингит	Na-Al-Si-O-H2O - морденит	
Са^ Fe2 (SO4)3OH|2 х 26Н2О - гидро- сульфат кальция и железа	Ca5Si2O7 (СО3)2 - тиллеит	
	CaFe5O7 - оксид кальция и железа	
	Ca2SiO4 - ларнит	
	SiO2 - морганит	

количество и вид дефектов в структуре, распределение пор по
размерам (макро - и микро-пористость), фазовый состав цемент-
ного камня в бетоне с добавкой и без нее, то есть принят следую-
щий методический подход:

-	определялись абсолютные показатели прочности набрызгбето-
на с добавкой “АльфаЖС” и без добавок в возрасте 6 лет и
изменение прочности в процессе эксплуатации по сравнению
с начальными значениями;

-	сравнивались прочностные показатели набрызг-бетона с добав-
ками (при их различных концентрациях и соотношениях со-
ставляющих) и без добавок-ускорителей схватывания;

-	определялась водонепроницаемость набрызгбетона из тоннеля (с
добавками и без них) по величине водопоглощения образцов;
-	фиксировались изменения в минералогических составах проб
набрызг-бетона при введении ускорителей схватывания (рент-
генографические и термографические исследования);

-	исследовалась поровая структура образцов с определением рас-
пределения пор и дефектов по размерам и форме (морфологи-
ческий анализ);

-	проводился расчет долговечности набрызг-бетона в данных ус-
ловиях эксплуатации.

Данные по прочности представлены в табл.6, из которой сле-
дует, что значение прочности в возрасте 6 лет превышает 40 МПа
(при проектном 22.5МПа) как для бетона без ускорителя схваты-
вания, так и с добавкой “Альфа-ЖС”. При этом следует отметить
более высокий прирост прочности набрызг-бетона за 5лет экс-
плуатации с добавкой, достигающий 25-77%, по сравнению с
приростом прочности набрызг-бетона без добавки, равный 17%.
Данный факт еще раз подтверждает гипотезу пуццоланизации
портландцемента при введении в него добавки “Альфа-ЖС”

В результате рентгенографического анализа установлено, что
образцы как с добавкой, так без добавки имеют сходный состав
цементного камня, включающий белит C2S до 26% и C3S до 14%,
портландит Са(ОН)2 от 4%, гидраты: Ca2SiO4, Ca6Si6O|7 х ОН2,
CaAl2SiO8 х 4Н2О и др.

Водопоглощение всех образцов не превышает 1.5%, что го-
ворит о высокой плотности материала и его водонепроницаемо-
сти, значительно превышающей марку W12.

Данные морфологического анализа образцов из набрызг-бе-
тона, его прочностные показатели и параметры эксплуатации на-
брызг-бетонной конструкции легли в основу расчета долговечности
[33]. В результате чего получено, что долговечность набрызг-бето-
на с добавкой ускорителем схватывания “Альфа-ЖС” такая же,
что и у бетона без добавок и составляет не менее 130 лет в данных
условиях эксплуатации.

Набрызг-бетон с исследованной добавкой является особо
плотным материалом с маркой по водонепроницаемости не ме-
нее W12, обладает потенциальной возможностью повышать проч-
ность материала (по сравнению с марочным возрастом) к 6 годам
эксплуатации более, чем в 2 раза.

Полученные результаты исследований дают основание учи-
тывать в полной мере несущую способность набрызг-бетона с до-
бавкой - ускорителем схватывания “Альфа-ЖС” при расчете
постоянных тоннельных конструкций.
Таблица 6

Прочностные показатели набрызг-бетона обделки
в возрасте 6 лет и динамика изменения прочности
во времени (КсжМпа)

Место отбо			ра кернов, состав набрызгбетона					
Пролет 1  (без доба- вок), П/Ц М500	Пролет 13*  П/Ц М500		Пролет 42  АльфаЖС, h6=14,5%, с=1.135г/см3, П/Ц М400		Пролет 45  АльфаЖС, Ьб=33,8%, с= 1.17 г/см3, П/Ц М450		Пролет 58  АльфаЖС, h6=25,7%, с= 1.18 г/см3, П/Ц М500	
Средние данные по кернам (Ксж, МПа)								
47.3		47.5		42.5		41.6		51.3
Прочности набрызг-бетона крепи по склерометру на стадии строительства								
40.5  (11 мес.)		43.0 (9 мес.)		34.0  (8 мес.)		30.5  (8 мес.)		29.0  (11 мес.)
Прирост прочности за 5 лет по сравнению с данными прочности в возрасте 8-11 месяцев, %										
17		10		25		36		77

★Точного состава добавки нет, работы по сопровождению не были
оформлены.

ЛИТЕРАТУРА

1.	Шестоперов С.В. Технология бетона. М., Высшая школа, 1977.

2.	Руководство по проектированию гидротехнических тоннелей.
М., 1965.

3.	Theodor A. Burge, Chern. HTL. Erstarrungsbeschleuniger fur
Spritzbeton Sika Information lanuar 1991.

4.	Москвин B.H., Рояк Г.С. Коррозия бетона при действии ще-
лочей цемента на кремнезем заполнителя. М., Стройиздат, 1962.

5.	Токарев П.Я. Связь реакционной способности заполнителей
для бетона с генетическими и петрохимическими особенно-
стями горных пород. Тольятти, ВНИИНеруд, 1972.

6.	Заключение по результатам исследования образцов цемент-
ного камня с добавкой “АльфаЖС” НИИЖБ, ЛФХИ, в на-
учно-техническом отчете “Научно-техническое сопровождение
при внедрении новоавстрийского метода сооружения тонне-
лей (НАТМ) на Мосметрострое, ТМ-97-3-206/Зд, Москва
1997г.

7.	Shideler J.J. Calcium Chloride in Concrete/ J. Amer. Concr. Inst. 23
537-559 (1952).

8.	(Blanks R.F. and Meissner H.S. The expansion Test as a Measure of
Alkali-Aggregate Reaction, Proc. Amer. Concr. Inst. 42 517-540 (1946).

9.	Комохов П.Г., Солнцева B.A., Бондарева Н.Ф. Влияние трех-
кальциевого алюмината на раннюю стадию твердения цемен-
та. В кн. Твердение цемента. Тезисы докладов. Уфа, 1974.

10.	Ларина З.М., Никитина Л.В., Гарашин В.Р. Фазовый состав,
микроструктура и прочность цементного камня и бетона. М.,
Стройиздат, 1977.

11.	Шейкин А.Е. Структура, прочность и трещиностойкость це-
ментного камня. М., Стройиздат, 1974.

12.	Сегалова Е.Е., Бруцкус Т.К. Журнал прикладной химии, т.
XXXYI, М.,1964.

13.	Лейрих В.Э., Прохоров В.Х., Смирнов Б.И. Труды ВНИИСТ,
вып. 22. М., ОНТИ ВНИИСТ, 1969.

14.	Рубецкая Т.В. Условия образования сульфоалюминатов каль-
ция и влияние хлористых солей на их существование. Авторе-
ферат на соискание ученой степени канд.техн. наук, М.,
МХТИ, 1952.

15.	Рубецкая Т.В. В сб. Бетоны и вяжущие. М., Госстройиздат, 1955.

16.	Schweiete Н.Е., Ludwig U., Jager J.Zement-Kalk-Gips, 17, 229,
1964.

17.	Lerch W., Ashton F.W., Bogue R.H. Bur. Stand. J. Res., 2, 715,
1929.

18.	Forsen L. Zement, 22, 6, 1935.

19.	Hedin R. Svenska Forskningsinst. Cement Betong vig. Klg. Tek. Hol-
skol, 3, 15. Stockholm, 1945.

20.	Otteman J. Silikattechnik, 5, 143, 1951.

21.	Kalousek G.L. J. Amer. Concr. Inst., 37, 692, 1941.

22.	Михайлов В.В. Самонапряженный железобетон. Научное со-
общение ЦНИИПС. М., Госстройиздат, 1955.

23.	Говоров А.А. Исследование гидратных новообразований порт-
ландцементного камня в процессе твердения в нормальных
условиях. Автореферат на соискание ученой степени канд.техн.
наук, Киев, НИИСМ, 1962.

24.	Eick H.Zement-Kalk-Gips, 5, 1964.

25.	Lehmann Н., Mields A., Tonind.-Zeit, 4, 1963.

26.	Разработка технологии набрызг-бетонирования тоннельной об-
делки для Протонтоннельстроя. Научно-техн, очет, М., ЦНИ-
ИС, 1991, ТМ -90/91 - 3 - 761

27.	ТУ-11-91. Продукт “Альфа”. Технические условия ЕТ 0.029.026
ТУ, М., 1991.

28.	Рекомендации по применению добавки “Альфа” в бетонах, в
научно — техн, отчете ЦНИИС, М.,1989, ТМ-89-3-208

29.	Гиренко И.В.. Бетон с уплотняющей и стабилизирующей до-
бавкой для тоннельных конструкций. Сб. трудов ЦНИИС “Ис-
следования по применению новых материалов в тоннеле- и
метростроении”. М., 1991.

30.	Инструкция по набрызг-бетону. Австрийская корпорация по
бетону. Ч. 1 — Применение, 1989. Ч. 2 — Способы испытания,
1991. Пер. с нем., 1996.

31.	Взятие кернов в действующем тоннеле метрополитена с их
испытанием. Научно-техн, отчет, М., 1994, ТМ-94-4-228.

32.	Пирадов К.А., Пирадов А.Б., Иосебашвили Г.З., Кахиани Л.А.
Расчет бетонных и железобетонных конструкций на основе
методов механики разрушения. Тбилиси, “МЕЦНИЕРЕБА”,
1999 г.

33.	“Разработка предложений по использованию набрызг-бетона
с комплексным ускорителем схватывания “АльфаЖС” в по-
стоянных подземных конструкциях на основе оценки долго-
вечности набрызгбетона крепи подходной штольни перегона
“Киевская — Парк Победы”, сооруженной с использованием
метода НАТМ в 1993-1994 годах” Научно-технический отчет
ТМ-00-4-624, М., ЦНИИС, 2000г.
Ответственный за выпуск
канд. техн, наук Б. Н. Виноградов

Подписано в печать 15.03.2002.
Формат 60 х 90 '/,6. Печать офсетная.
Усл. печ. л. 8,5. Заказ 112. Тираж 100 экз.

Отпечатано в типографии ЦНИИС.
Лицензия ПЛД № 53-510 от 22.10.1999 г.

129329, Москва, Кольская 1
Тел.: (095) 180-94-65