82 12 th International Scientific Conference, April 20-22, 2009 Brno, Czech Republicpodloží tvorenom navetranými až zvetranými ílovcami sme uvažovali výrub na plný profil ako ajčlenený výrub. Pri členenom výrube sme uvažovali rôznu mieru prebehnutia deformácií predzabudovaním primárneho ostenia ( Σ Mstage = 0 ÷ 1). Jednotlivé fázy výpočtu s členeným výrubomsú na Obr. 2.415,77 5,183R5,7R7,5R1,6210,95R10,86311,72Obr. 1 Reprezentatívny priečny rez tunela použitý pre definovanie geometrickýchokrajových podmienok výpočtového modelu a poloha reprezentatívnych bodov (č.1 až 4)Tab. 1 Materiálové charakteristiky horninového prostrediaρdE defν ϕ efHornina−3⎡kN ⋅m⎤⎣ ⎦ [ MPa ] [ − ] [] ° [ kPa ] [ MPa]c efσcK 0ν=1 −νÍlovce (zvetrané) 23,4 30,0 0,30 30,0 25,0 15,0 0,429Vápence (navetrané) 27,6 1150,0 0,22 41,0 750,0 60,0 0,282Tab.2 Materiálové a prierezové charakteristiky betónového osteniaTrieda E ν d EA EIw1betónu [ GPa ] [ − ] [ m]⎡⎣kN ⋅m −22⎤⎦⎡⎣kN ⋅m⎤ ⎡⎦ ⎣kN ⋅m − ⎤⎦C20/25 30,0 0,15 0,25 7,5 · 10 6 39,0625 · 10 3 6,01.fáza 2.fáza 3.fáza 4.fáza 5.fáza 6.fáza 7.fáza 8.fáza 9.fázaObr.2 Fázy výpočtu pri členenom výrube1.) pôvodný stav, 2.) výrub ľavej časti, 3.) zabudovanie ostenia ľavej časti, 4.) výrub pravej časti,5.) zabudovanie ostenia pravej časti, 6.) výrub vrchnej časti, 7.) zabudovanie ostenia vrchnej časti,8.) výrub spodnej časti, 9.) zabudovanie ostenia spodnej časti a odstránenie dočasného ostenia v profileZhodnotenie dosiahnutých výsledkov numerických výpočtovZ realizovaných výpočtov vyplynulo množstvo výsledkov popisujúcich zmenu napätostnéhostavu a pretvorenia konštrukcie tunela a okolitého prostredia. V ďalšej analýze sa podrobnejšiebudeme venovať vyhodnoteniu zvislých a vodorovných deformácií v reprezentatívnych bodochpriečneho profilu tunela (Obr. 1). Vypočítané deformácie v reprezentatívnych bodoch ostenia preanalyzované materiálové modely (pružný a plastický) horninového prostredia sú uvedené v Tab. 3.Výsledné deformácie nečleneného výrubu pre podložie tvorené dolomitickými vápencami súpri použití oboch materiálových modelov podložia takmer zhodné. Z uvedeného vyplýva, že tuhosť
12 th International Scientific Conference, April 20-22, 2009 Brno, Czech Republic 83a pevnosť horninového prostredia je taká veľká, že nedochádza vplyvom výrubu k vzniku takmeržiadnych plastických oblastí, resp. nie je prekročená šmyková pevnosť horniny. Pri analýzehorninového prostredia s relatívne veľkou tuhosťou a šmykovou pevnosťou vo vzťahu k jehozaťaženiu nie je preto potrebné používať komplikovanejšie materiálové modely, ktoré súnáročnejšie na množstvo a kvalitu vstupných údajov a využívajú komplikovanejší matematickýaparát. Pre dostatočne presné a spoľahlivé vystihnutie zmeny deformácií a napätí je lineárny modelpodložia postačujúci a z hľadiska numerickej náročnosti a stability veľmi výhodný.Tab. 3 Vypočítané konečné zvislé (u y ) a vodorovné (u x ) deformácie [mm] v reprezentatívnychbodoch ostenia č. 1 až 4 pre analyzované materiálové modely horninového prostrediaDefor- Bod Členenie MateriálovýΣMstagemácia číslo profilu model 0,001 0,15 0,3 0,45 0,6 0,72lineárne pružný -101,7 -75,5 -49,2 -22,9 3,4 24,5nieMohr-Coulomb -106,6 -79,9 -35,8 47,7 174,3 340,61lineárne pružný -85,0 -64,0 -43,0 -24,4 -5,8 7,7ánoMohr-Coulomb -90,3 -64,2 -30,9 30,1 144,3 297,7u xlineárne pružný 101,7 75,5 49,2 22,9 -3,4 -24,5nieMohr-Coulomb 106,6 79,9 35,7 -48,2 -174,1 -348,62lineárne pružný 83,8 62,7 41,6 22,9 4,2 -9,4ánoMohr-Coulomb 89,3 63,2 24,4 -46,6 -147,5 -301,0lineárne pružný 245,2 270,3 295,3 320,5 345,6 365,8nieMohr-Coulomb 263,3 285,0 313,1 351,5 407,5 467,93lineárne pružný 251,2 270,5 289,7 307,3 324,8 337,9ánoMohr-Coulomb 272,0 292,4 317,0 349,2 394,0 441,0u ylineárne pružný -97,9 -143,3 -188,8 -234,5 -280,1 -316,6nieMohr-Coulomb -115,4 -156,3 -208,9 -283,6 -411,9 -575,84lineárne pružný -109,9 -142,5 -175,0 -205,1 -235,3 -258,0ánoMohr-Coulomb -132,7 -162,7 -203,8 -267,0 -358,9 -472,7Pre komplexnejšiu analýzu sme v prípade podložia tvoreného ílovcami uvažovali s nečlenenýma členeným výrubom. Z veľkosti zmeny napätostného stavu vo vzťahu k šmykovej pevnosti ílovcovvyplynulo, že výrub na plný profil bez zabezpečenia je neuskutočniteľný. Pri použití plastickéhomodelu už pri dosiahnutí úrovne zaťaženia okolo 75% z celkového horninového tlaku nastávaporušenie horninového prostredia. Maximálna deformácia, veľkosti viac ako 670mm, nastane vovrchole klenby. Preto je potrebné pri realizácií výrubu pristúpiť k jeho členeniu. Takýto postupbude mať veľmi priaznivý vplyv na zníženie výsledných deformácií výrubu a jeho okolia.V modelových výpočtoch sme tiež uvažovali s rôznou mierou prebehnutia deformácií výrubu predzabudovaním primárneho ostenia (tzv. Σ Mstage ). V analýzach bolo uvažované celkom so šiestimihodnotami Σ Mstage , a to od minimálnej hodnoty deformácií pred zabudovaním ostenia( Σ Mstage = 0,001), t.j. pre okamžité zabudovanie ostenia, až po takmer hraničnú hodnotuvzniknutých deformácií ( Σ Mstage = 0,72 ), kedy je čiastkový výrub tesne pred porušením.Z porovnania priebehu deformácií vyplýva (Obr. 3 a 4), že pri miere prebehnutia deformáciímenšej ako 30% ( Σ Mstage < 0,3 ) je nárast deformácií lineárny. Vypočítané deformácie pri použitíoboch materiálových modelov sú približne rovnaké. Avšak po prekročení tejto miery, a hlavne odmiery väčšej ako 45%, je už nárast deformácií výrazne nelineárny a v prípade vodorovnýchdeformácií až exponenciálny. Je zrejmé, že najväčšie konečné deformácie horninového prostredianastanú pri maximálnej miere prebehnutia deformácií pred zabudovaním primárneho ostenia( Σ Mstage = 0,72 ). V skutočnosti nemôžeme zabrániť deformácií okolitého horninového prostrediaúplne, ale včasným zabudovaním výstroja môžeme tieto deformácie výrazne redukovať. Poklesvrcholu klenby môžeme znížiť až na 1/3 oproti poklesu, ktorý by nastal pri zabudovaní ostenia