Закономерности деформирования грунтов при подземном строительстве во Вьетнаме

Во введении рассмотрена актуальность темы исследований, степень ее разработанности, цель работы, задачи исследования, объект и предмет, научная новизна работы, ее практическая и теоретическая значимость, методология и методы исследований, выносимые на защиту положения, личный вклад автора, степень достоверности результатов исследования, сведения об апробации работы и публикациях, информация об объеме и структуре работы, а также соответствии содержания работы пунктам паспорта специальности.
В первой главе выполнен анализ работ российских и зарубежных авторов по теме диссертации. Указывается, что подземное строительство во Вьетнаме осложняется наличием большой толщи слабых водонасыщенных глинистых грунтов и рыхлых песков, а также тем, что Вьетнам находится в сейсмической зоне. Намечены пути исследований.
Вторая глава посвящена типизации инженерно-геологических условий (ИГУ) в г.Ханой и г.Хошимин с указанием обобщенных значений физико-механических характеристик грунтов. Типизация ИГУ выполнена в целях разработки инженерного метода прогноза деформаций оснований грунтового массива при подземном строительстве Описание пяти типов ИГУ с указанием обобщенных физико-механических характеристик представлены в таблице 1, составленной автором.
Таблица 1. Типы инженерно-геологических условий гХаной и г.Хошимин
Тип ИГУ
Основные характеристики грунтов Город
Тип ИГУ-1 :
(0-20м) глины и суглинки мягкопластичные
(более 20м) консистенцией
полутвердых тугопластичных
глины с от до
(φ = 4-60, c=5-6 kN/m2, E=1.1 × 103 kN/m2);
(φ = 12-160, c=24-28 kN/m2, E=4 × 103 kN/m2 ,SPT =12-30)
г.Хошимин
Тип ИГУ-II:
(0-20м) глины и суглинки мягкопластичные
более 20м супеси (иногда с гравием)
(φ = 4-60, c=5-6 kN/m2, E=1.1 × 103 kN/m2);
(φ = 25-260, c=5.4-8.0 kN/m2, E=5× 103 kN/m2 )
г.Хошимин
Тип ИГУ- III:
супеси (иногда с гравием)
(φ = 23-260, c=5.4-7.5 kN/m2, E=(7-9) × 103 kN/m2, SPT =12-30)
г.Хошимин
Тип ИГУ-IV:
(0-10м) супеси пластичные и суглинки мягкопластичные (10-20м) пески средней плотности, пылеватые и средней крупности
более 20м суглинки мягкопластичные
– (φ = 7-140, c=14-21 kN/m2, E=(7-12) × 103 kN/m2);
– (φ = 32-340, E=15-28 × 103 kN/m2, SPT =14-22);
– (φ = 7-110, c=14-18 kN/m2, E=(15-28) × 103 kN/m2, SPT =7-11)
г.Ханой
Тип ИГУ-V:
(0-10м) супеси пластичные и суглинки мягкопластичные
– (φ = 7-140, c=14-21 kN/m2, E=(7-12) × 103 kN/m2);
г.Ханой
(10-40м) пески от пылеватых средней плотности до гравелистых плотных
– (φ = 32-340, E=(15-50) × 103 kN/m2, SPT =14-50)
Третья глава содержит серию численные исследований, направленных на установления закономерностей деформирования грунтовых массивов в г.Ханое и г.Хошимине, вмещающих глубокий котлован, огражденный стеной в грунте. Проведено геотехническое моделирование изменения напряженно-деформированного состояния грунтового массива, при 4-х переменных параметрах: Hk – глубина котлована (8 м и 10м,) относительная удаленность здания от глубокого котлована fL= L/Hk =0,0…1,5, вид распорной системы (железобетонные перекрытия, распорки из стальных труб, анкера), тип инженерно-геологических условий (ИГУ I-V). Расчеты проводились с учетом и без учета сейсмических воздействий. Было доказано, что при расчетах с учетом сейсмики необходимо использовать расчетную схему, включающую всю ширину котлована (Рисунок 1).
diaphragm wall
(a) (б)
diaphragm wall diaphragm wall
(в)
Рисунок 1. Геотехническая модель объекта строительства с распорными конструкциями: а) анкерами, б) распорками из стальных труб, в) железобетонными перекрытиями
Для выявления особенностей деформирования грунтовых оснований из слабых водонасыщенных грунтов Вьетнама, вмещающих подземные сооружения, геотехнические расчеты производилось в программе PLAXIS 2D с использованием двух типов поведения грунта дренированный (drained). и недренированный (undrained, undrained А) c использованием моделей грунта Morh Coulomb (MC) и Hardening – Soil (HS). Тип поведения грунта undrained A рассматривался в связи ограниченностью данных по физико-механическим характеристикам грунтов.
Рисунок 2. – Горизонтальные перемещения стены в грунте Uh при расчете по модели MC, HS и данные наблюдений при откопке до: а) -2.9м; б) -4.5м; в) -8.0м; (1-
MC undrained A; 2- HS undrained A; 3-наблюдаемые значения)
При использовании модели HS undrained A наблюдалась близость значений замеренной и расчетной осадок поверхности со зданием на объекте PETROWAKO 97 Ланг Ха-Донг Да, в г.Ханое при отсутствии сейсмических воздействий.
Геотехническое моделирование сейсмических воздействий производилось в программе PLAXIS 2D. 2016 Dynamics Manual c использованием акселерограммы землетрясения в Дьен Бьене (Вьетнам) в 2001 г. (Рисунок 3).
Рисунок 3 Акселерограмма землетрясения в Дьен Бьене в 2001 г. во Вьетнаме.
В программе Plaxis 2D-2016 с использованием модели грунта Hardening soil, undrained А было выполнено 180 численных экспериментов с определением деформаций основания здания в зоне влияния глубокого котлована вдоль всей длины здания. Стена в грунте имела высоту 23 м, толщину 0,8м; давление по подошве фундамента соседнего здания составляло q =20 кН/м.
Установлено, что для Нк=8- 10м, в среднем при сейсмических воздействиях размер зоны влияния меньше в 1,4 раза, чем при их отсутствии для трех типов распорной системы. Сейсмические воздействия в 1,7-2,9 раза увеличивают максимальное горизонтальное перемещение «стены в грунте» для всех типов инженерно-геологических
условий г.Ханоя и г.Хошимина и трех типов распорной системы.

На основе проведенных численных исследований установлены поправочные коэффициенты kuv, ks, kr, ks’, к экспериментально-аналитической формуле осадки зданий на ленточных фундаментах в зоне влияния глубоких котлованов (Hk =8,0-10м), полученной В.А.Ильичевым и Н.С.Никифоровой для инженерно-геологических условий г.Москвы. Коэффициенты учитывают наличие слабых водонасыщенных грунтов и сейсмические воздействия во Вьетнаме:
Коэффициент (Kuv ) вычисляется по формуле:
= (1)
h
где:
fv – эмпирический коэффициент, характеризующий максимальную осадку
поверхности грунтов, отнесенную к глубине котлована.
u noearthquake
f noearthquake  v (2)
v Hk
 uearthquake (3) earthquake v
v
где: unoearthquake, uearthquake максимальная осадка поверхности грунтов в случае без vv
сейсмики и при сейсмических воздействиях .
Значения коэффициента kuv представлены в Таблице 2.
Таблица 2. Значения коэффициента Кuv
f
Hk
Тип распорной конструкции/ Тип ИГУ
I II III IV V
8 10 8 10 8 10 8 10 8 10
Нк(м) сейсмики
С сейсмикой
А** Р 1,2 1,7 П 1,2 1,6
А** Р 3,0 2,3 П – 1,6
0,6 0,6 0,9 0,9 0,9 0,9 0,6 – 1,3 1,3 1,7 1,6
0,6 0,9 1,6 1,8 0,8 1,1 0,7 0,9 0,7 0,4 0,9 0,7 0,8 1,2 0,8 1,2 0,9 1,1 1,0 1,0 1,0 1,5 0,9 1,2 1,5 1,6 1,5 2,1 1,7 1,1 1,7 1,9 1,8 2,1 2,0 2,6
Без
Примечание: А-анкера; Р-распорки; П -железобетонные перекрытия Коэффициент (Ks ) определяется по формуле (4)
K
s

f earthquake (4) h
f noearthquake h
где:
unoearthquake
f noearthquake  h (5)
h Hk
f
 uearthquake (6) earthquake h
h
где: unoearthquake, uearthquake максимальные горизонтальные перемещения «стены в hh
грунте» в случае без сейсмики и с сейсмикой. Результаты вычисления Ks приведены в Таблице 3
Hk
Таблица 3. Значения коэффициента Кs
А * 2,5 2,7 2,6 2,7 Р 2,9 1,8 2,1 2,5 1,7 П 2,4 1,7 1,9 2,3 1,7
*для типа грунта I – при анкерах устойчивость “стены в грунте” не обеспечена.
Для определения коэффициента Kr проводилось сравнение максимальных горизонтальных перемещений “стены в грунте ” при использованных трех видов распорных конструкций: Анкеров (А), Распорок (Р), Перекрытий (П)
где:
Тип распорной конструкции/ Тип грунта
I
II
III
IV
V
(Р) = 1 (7) (А) ( )
К=h (8) h(Р)
(П) (П)
К=h (9) h(Р)
– h( ), h(Р), h(П) Максимальные горизонтальные перемещения “стены в грунте” Осредненные значения Kr при Hk =8-10 м для fL =0,5 – 1,5 приведены в Таблице 4:
Таблица 4. Значения коэффициента Кr
А * 3,2 1,2 2,3 1,5 Р 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00
П 0,7 0,9 0,8 0,8 0,7
*для типа грунта I – при анкерах устойчивость “стены в грунте” не обеспечена. Коэффициент увеличения перемещений стены в грунте при сейсмических
воздействиях (ks’ ):зависит от вида распорной системы
′ = ( ) ( 1 0 )
где:
ks(i) – Коэффициент увеличения горизонтальных перемещений стены в грунте при сейсмических воздействиях для крепления стены в грунте (i)-ой конструкцией – ж.б. перекрытиями или анкерами .
– ks(P) – Коэффициент увеличения горизонтальных перемещений стены в грунте при сейсмических воздействиях для крепления стены в грунте распорками.
На основании формулы осадки зданий в зоне влияния глубоких котлованов, предложенной Ильичевым В. А. и др., 2007, Никифоровой Н.С. 2008, и с учетом полученных поправочных коэффициентов автором предложена формула осадки окружающей застройки (11), учитывающая горизонтальное перемещение стены в грунте в слабых водонасыщенных грунтах Вьетнама и сейсмические воздействия :
Тип распорной конструкции/ Тип грунта
I
II
III
IV
V

( ) = ′ [ 1 ( ) + / ] ( 1 1 )

Г д е = 1 h 5 ; 1 4 + 1 4
1 = ; = ;φ(x)=[ψ(b-1)ηII(ξ)+ηIV(ξ)+e-b(x+L)] λ
2 2
( )= ; = ; =√4 ;
− 4
( ) = [ ( − 1 ) ( ) + ( ) + − ( + ) ] ; = 2 − ; ( ) = − ;
где k- коэффициент постели основания;
q- давление по подошве ленточного фундамента здания;
kr- коэффициент, зависящий от типа распорной системы;
fh – эмпирический коэффициент, характеризующий максимальное горизонтальное перемещение стены в грунте, отнесенное к глубине котлована
L- расстояние от здания до котлована
Hk- глубина котлована
EJ – жесткость зданий различной этажности
x- координата точки по длине здания
– коэффициент, учитывающий сейсмическое воздействие на горизонтальные перемещения стены в грунте.
kS’- коэффициент, учитывающий вид крепления стены в грунте – (железобетонные перекрытия, распорки и анкера) при сейсмических воздействиях.
kuv- коэффициент, учитывающий взаимосвязь между горизонтальным перемещением стены в грунте и наибольшими осадками поверхности грунта вокруг глубокого котлована.
В четвертой главе приведен аналитический расчет горизонтальных перемещений стены в грунте при отсутствии сейсмических воздействий с сопоставлением с результатами численных исследований для пяти типов инженерно-геологических условий.
Предлагается определить коэффициент fh , необходимый для вычисления коэффициентов:
1= 1 h 5 4 + 1 4
= h
аналитическим способом через определение максимального горизонтального перемещения стены в грунте Uh,в том числе и при сейсмических воздействиях.
Использование метода упругих деформаций при расчете гибких стен отражено в монографии Chang–Yu Ou (2006), который рассматривал расчетную схему, включающую грунт в состоянии покоя, а также после того, как стена немного переместится после откопки котлована. Эта расчетная схема была применена Воробьевым Н.В. и Колыбиным И.В.(1991) при разработке программы Wall-3, затем использована Готманом Ю.А. для расчета горизонтальных перемещений стены в грунте при создании за ней грунтоцементных массивов.

Помимо определения горизонтальных перемещений стены в грунте из программы Plaxis 2D, автор также предложил метод расчета горизонтального перемещения стена в грунте аналитическим методом.
Использован метода расчета балки на упругом основании для определения горизонтального перемещения стены в грунте с этапами строительства. (пример схемы расчета на первом этапе откопки показан на Рисунке 4
Рисунок 4.- Схема расчета на первом этапе откопки
Расчет для стены в грунте ниже дна котлована:
Дифференциальное уравнение, описывающее изгиб балки, лежащей на упругом винклеровском основании:
− 4 = . − (12) 4
где E – модуль упругости материала балки; I – момент инерции сечения балки, k – отнесенное на погонную единицу длины сопротивление грунта осадке, когда осадка равна 1, интенсивность нагрузки p положительна при направлении вниз.
В приведенном ниже уравнении параметр  включает в себя изгибную жесткость балки, а также упругость фундамента. Этот фактор называется характеристикой системы с размерностью length-1 (длина-1). В этом отношении 1/ называется так называемой характеристической длиной. Следовательно, .x будет абсолютным числом.
4 ( ) +4 . = ,
уравнение упругой линии (Крылов А.Н.),
( ) = ( ). + ( ) 0 − ( ) 0 0 0 2.
4
=√4 (13)
− ( ) 0 (14) 3.
В этих уравнениях коэффициенты А(x), В(x), С(x) и D(x) являются гиперболо- тригонометическими функциями Крылова. Они записываются так:
( ) = h . ,
( ) = ( h . + h . ),
( ) = h . , (15) 2
( ) = ( h . − h . ) 4
Отметим, что произведение (x) представляет собой безразмерную координату, что позволяет табулировать значения функции.

Функции Крылова имеют взаимную дифференциальную зависимость:
′( ) = −4 . ( ); ′( ) = . ( ); ′( ) = . ( ); ′( ) = . ( )
(16)
где:
( )
0 { } [4 3 4 2 −4 ]
− [ ( ) − ( )] 4 4
̅
{Ф̅}= 3
Решением исходного дифференциального уравнения является:
y(x) = y0(x) + v(x) (17)
где v(x) – частный интеграл, соответствующий приложенным нагрузкам.
В связи с этим уравнение упругой линии балки на упругом основании приобретает вид:
( ) = ( ). 0 + ( ) 0 − ( ) 0 − ( ) 0 + ( ) (18) 2. 3.
Основные неизвестные любого сечения оси пучка, выраженные начальными параметрами, в конечном итоге получают вид:
− −
( ) 2 3 0
Φ( ) −4 . − − Φ0 Φ {}= 2{}+ (19)
( ) 4 2 4 0
[ ( ) − ( )]
̅ − [ ( ) − ( )] ̅ 2
{ − [ ( )− ( )] }
От верха стены в грунте до дна котлована используется метод начальных параметров, чтобы определить перемещение со значениями v(0) и φ(0) в приведенном выше расчете.
Сопоставление результатов вышеупомянутых аналитических и численных по программе PLAXIS 2D расчетов перемещений стены в грунте по глубине без сейсмических воздействий для ИГУ II- V свидетельствует об их удовлетворительной сходимости ( расхождение 10-16%).
Для определение перемещений стены в грунте при сейсмических воздействиях необходимо вычислить максимальную силу, действующую на стену в грунте.
В аналитических расчетах максимальной силы, действующей на стену в грунте при сейсмических воздействиях, используется квазистатический метод. Порядок определения давления на стену в грунте, базирующийся на квазистатическом методе, изложен в британском стандарте BS EN 1998-5:2004 (EC8). Вьетнамские геотехнические нормы используют подход, изложенный в этом документе. Российские нормы (раздел 11.1 СП 381.1325800.2018) расчет подпорных стен с учетом сейсмического воздействия допускают выполнять в рамках квазистатической задачи или в рамках динамической задачи с использованием акселерограмм землетрясений.
Общая расчетная сила, приложенная к удерживающей стенке Ed, рассчитывается по формуле:
= 12 ∗ . ( 1 ± ) . . 2 + + ( 2 0 )
где:
H – высота стены
Ews- статическая вода; Ewd- динамическая вода;γ* – удельный вес грунта; K-
коэффициент давления грунта (статический и динамический);kv- коэффициент землетрясения
Коэффициент давления грунта можно рассчитать по формулам Mononobe и Okabe. Результаты расчета для ИГУ I-V во Вьетнаме представлены в
Таблица 5.
Таблица 5- Сравнению результатов аналитического и численного расчетов
максимальной силы, действующей на стену в грунте с учетом сейсмических воздействий
ИГУ
Метод крепления ограждения котлована
Глубина котлована (м)
Ed
(кН/м)
Eplaxis
(кН/м)
Δ1 (%)
III П II П V П V П
8 560 538 3,99 8 1079 885 18,04 8 1124 1192 -5,7
10 1401 1252 11,92 8 545 513 6,34
IV А
Примечание: П-ж.б. перекрытия. А – анкера. где:
∆1= − (%)
Расчеты показали, что значения максимальной силы, действующей на стену в грунте, определенной аналитическим (по EC8 (BS EN 1998-5:2004) и TCVN 9386-2012 (Вьетнам)) и численным методами ( по программе PLAXIS 2D ) различаются на 4-20% в зависимости от типа ИГУ I-V.
Разработана эмпирико-аналитическая методика определения максимальной силы, действующей на стену в грунте для котлованов глубиной 8-10 м с учетом сейсмических воздействий в инженерно-геологических условиях г.Ханоя и г.Хошимина.
Методика базируется на квазистатическом методе определения максимальной силы, действующей на подпорную стену при сейсмических воздействиях и численных исследованиях.
Методика разработана на основе метода расчета Л.Р. Ставницера противооползневого давления грунта с учетом сейсмических воздействий, в основе которого также лежит квазистатический метод и результаты численных исследований соискателя для ИГУ Вьетнама (Рисунок 5).
Рисунок 5 Изополя полного смeщeния грунтa (ИГУ- V)


Рисунок 6- Рaсчeтнaя схeмa для опрeдeлeния максимальной силы, действующей нa огрaждeниe котловaнa с учeтом сeйсмичeских воздeйствий
Формулы для расчета максимального давления на стену в грунте с учетом сейсмических воздействий:
= 1 + 1. + 2. − 2 (21) 1 = 1 ( 1 − 1,ср) − 1 1 1,ср (22)
2 = 2 ( 2 − 2,ср) − 1 1 2 (23) cos( 2− 2,ср)
∆ 1. = 1[ h ± ( 1 − 1,ср)] (24) ∆ 2. = 2[ h ± ( 2 − 2,ср)] (25)
Параметры В1, В2, Н1, Н2, L1, L2, α1, α2. определены из численных расчетов по программе Plaxis 2D из изополей перемещений грунта, полученных при геотехническим моделировании сейсмических воздействий в прогрaмме PLAXIS 2D 2016 (рисунок 5) c использованием акселерограммы землетрясения в Дьен Бьене (Вьетнам) в 2001 г. (Рисунок 3)
Средневзвешенный угол трения в зоне активного давления грунта ( 1, ) и
средневзвешенный угол трения в зоне пассивного давления грунта ( 2, ) определяются по
1,2 =∑ h ∑h
(26)
где: – φi – угол трения i -го слоя грунта (0), hi – толщина i-го слоя грунта на глубину H1 (м).
cos( 1− 1,ср)
формуле:


Результаты расчетов максимальной силы, действующей на стену в грунте при сейсмических воздействиях, выполненные по предложенной методике, отличаются от полученных значений по ЕС8 и TCVN 9386-2012 на 4-25 %, от значений, полученных численными расчетами на 7-12%.
Пятая глава содержит сравнение прогнозируемых с учетом технологической составляющей осадок окружающей застройки по предложенной автором формуле с данными геотехнического мониторинга на объектах строительства в г.Ханой и г.Хошимин.
Осадки зданий в зоне влияния глубоких котлованов рассчитываются по формуле (11). Согласно исследованиям Коннова А.В, если здание окружающей застройки возведено на сваях, то для предварительных расчетов осадку S(x) можно определять с
понижающим коэффициентом КC= 0,5, рассматривая сваи как защитное мероприятие: S(x)’ = KC * S(x) (27) Технологическая осадкаотустройствастенывгрунте вычисляетсяпоформуле(28), полученной Мангушевым Р.А и Сапиным Д.А. для слабых водонасыщенных глинистых
грунтов г.Санкт-Петербурга:
2( ) = − ( ) (28) S2 – осадка фундамента соседнего с котлованом здания в мм;
A и B – коэффициенты, зависящие от геометрических параметров захватки «стены в грунте», плотности глинистого раствора и грунтовых условий;
е – постоянная Эйлера, равная 2,71;
L(x) – расстояние от стены в грунте до точки по длине здания, м;
α – поправочный коэффициент равный 1,3.
По формуле (28 ) предлагается определять осадку по длине здания, рассматривая
L(м), как расстояние от стены в грунте до точки по длине здания.
Осадку здания по его длине в зоне влияния глубокого котлована с учетом технологии производства работ по устройству стены в грунте можно определить по формуле (29) как сумму осадок, вычисляемых по формулам (11) или (27) и (28):
S1(х)= S(x) + S2(x) , (мм) (29) Для апробации формулы (29) производилось сопоставление расчетных осадок с замеренными величинами, полученными на объектах с подземной частью в г.Ханое и г.Хошимине во Вьетнаме. В расчетах значения коэффициентов ks, ks’ в формуле (1) принимались равными 1, поскольку отсутствовали сейсмические воздействия до
проведения работ по геотехническому мониторингу.

MC1
MC2
Рисунок 9- Схема геодезических марок на окружающей застройке на объекте в г.Хошимин
Рисунок 10. Графики расчетных с учетом технологической составляющей и замеренной осадки по длине А- REX гостиницы: 1- технологическая осадки (формула 28); 2- тасчетная осадка (формула1); 3- измеренная осадка; 4- расчетная осадка с учетом технологической составляющей (формула 29).
Измеренная осадка окружающей застройки при откопке глубоких котлованов г.Хошимин и Ханой оказалась меньше расчетной. Расхождение замеренных на четырех зданиях и расчетных осадок находилось в пределах от 2,2 до 27,4%.
Сопоставление расчетных и измеренных осадок зданий, доказывает возможность применения предложенной методики расчета осадок зданий в зоне влияния глубокого котлована в слабых водонасыщенных грунтах Вьетнама с учетом технологии производства работ по устройству стены в грунте.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В ходе выполнения диссертационной работы были получены следующие научные и практические результаты:
1. На основе анализа отечественных и зарубежных источников было выявлено:
 подземное строительство в крупнейших городах Вьетнама: Ханой и Хошимин осложнено наличием техногенных грунтов, подстилаемых толщей до 30 м слабых водонасыщенных грунтов, представленных глинистыми грунтами и рыхлыми песками, зачастую с органикой, в отдельных местах включающих слои илов и торфов, а также высоким уровнем подземных вод (от 1,5м до 7,5 м от
поверхности).
 к негативным факторам относятся возможности: сейсмических воздействий (7 и 8
баллам шкалы MSK-64), расструктуривания слабых глинистых грунтов и виброразжижения водонасыщенных песков при действии динамических и сейсмических нагрузок, выпора дна глубоких котлованов и водопритока в них, а также наличие плывунных песков, оседание земной поверхности в г.Ханое вследствие водозабора питьевой воды и пр.
 окружающая застройка представлена 4–6-этажными зданиями, включая панельные, постройки 70–80 гг. прошлого века, с фундаментами неглубокого заложения, иногда пирамидальными сваями длиной до 3,6 м. а также новыми зданиями с подземной частью, на длинных сваях.
2. Для разработки инженерного метода прогноза деформаций оснований грунтового массива, в том числе при сейсмических воздействиях, произведена типизация инженерно-геологических условий городов Ханоя и Хошимина, где ведется подземное строительство. Выделено пять типов инженерно-геологических условий ( ИГУ-I…ИГУ-V) c указанием обобщенных физико-механических характеристик грунтов.
3. При численном моделировании в программе PLAXIS 2D c использованием моделей грунта Morh Coulomb (MC) и Hardening – Soil (HS), а также типа поведения грунта: дренированный (drained). и недренированный (undrained, undrained А), изменения напряженно-деформированного состояния грунтовых массивов, вмещающих глубокий котлован, огражденный стеной в грунте, и фундаменты соседних зданий, установлено, что наилучшую сходимость горизонтальных перемещений стены в грунте с замеренными на объекте с двухэтажной подземной частью в районе Донг Да г. Ханое показывает модель HS undrained A, которая была применена при последующих численных экспериментах в количестве 180 шт.
4. Геотехническое моделирование выполнялось с учетом сейсмических воздействий в программе PLAXIS 2D.2018 Dynamics Manual с использованием акселерограммы землетрясения в Дьен-Бьене в 2001 г. (Вьетнам). Доказано, что необходимо использовать расчетную схему, включающую всю ширину котлована.
5. Для установления закономерностей деформирования грунтовых массивов в г.Ханое и г.Хошимине, вмещающих глубокий котлован, огражденный стеной в
грунте, проведено геотехническое моделирование изменения напряженно- деформированного состояния грунтового массива, при 4-х переменных параметрах: Hk – глубина котлована (8 м и 10м,) относительная удаленность
здания от глубокого котлована fL= L/Hk =0,0…1,5, вид распорной системы (железобетонные перекрытия, распорки из стальных труб, анкера), тип инженерно- геологических условий (ИГУ I-V).
6. Путем численных исследований установлены поправочные коэффициенты к экспериментально-аналитической формуле осадки зданий на ленточных фундаментах в зоне влияния глубоких котлованов (Hk =8,0-10м), полученной В.А.Ильичевым и Н.С.Никифоровой для инженерно-геологических условий г.Москвы. Коэффициенты учитывают наличие слабых водонасыщенных грунтов и сейсмические воздействия во Вьетнаме:
 –коэффициент, учитывающий сейсмическое воздействие на горизонтальные перемещения стены в грунте;
 kS’- коэффициент, учитывающий вид крепления стены в грунте – (железобетонные перекрытия, распорки и анкера) при сейсмических воздействиях;
 kuv- коэффициент, учитывающий взаимосвязь между горизонтальным перемещением стены в грунте и наибольшими осадками поверхности грунта
вокруг глубокого котлована;
 kr- коэффициент, зависящий от типа распорной системы ( при железобетонных
перекрытиях на 33%; больше, чем для грунтов средней прочности).
7. На основе аналитического решения задачи о балке на упругом основании с учетом местных упругих деформаций, базирующееся на схеме, включающей грунт в состоянии покоя, а также после того, как стена немного переместится после откопки котлована , выполнены расчеты горизонтальных перемещений стены в грунте по глубине без учета сейсмических воздействий для инженерно- геологических условий Вьетнама. Результаты показали удовлетворительную сходимость с полученными численным моделированием по программе PLAXIS
2D.
8. Для случая сейсмических воздействий применен квазистатический метод
определения максимальной силы, действующей на стену в грунте. Максимальная сила, действующая на стену в грунте также вычислялось по ЕС8, положения которого включены в действующий во Вьетнаме стандарт TCVN 9386-2012.
9. Разработана эмпирико-аналитическая методика определения максимальной силы, действующей на стену в грунте для котлованов глубиной 8-10 м с учетом сейсмических воздействий в инженерно-геологических условиях г.Ханоя и г.Хошимина Методика базируется на квазистатическом методе и численных исследованиях. Результаты расчетов имеют удовлетворительную сходимость со значениями, полученными по ЕС8 и TCVN 9386-2012.
10. Сопоставление измеренных осадок окружающей застройки в зоне влияния глубоких котлованов на двух объектах в г.Ханой и г.Хошимин с рассчитанными по эмпирико-аналитической формуле, адаптированной к слабым водонасыщенным грунтам Вьетнама путем введения в нее соискателем поправочных коэффициентов, и горизонтальных перемещений стены в грунте, полученных инклинометрическими измерениями, с учетом технологической составляющей от устройства стены в грунте, показало их удовлетворительную сходимость. Это свидетельствует о правомерности применения предложенной методики для инженерно-геологических условий Вьетнама.
Диссертации является законченной научно-квалификационной работой, в которой содержится решение актуальной задачи по разработке методики прогноза деформаций грунта в зоне влияния строительства глубоких котлованов в условиях слабых грунтов Вьетнаме, в том числе с учетом сейсмических воздействий.
Рекомендации и перспективы дальнейшей разработки темы
В дальнейших исследованиях предполагается получить горизонтальные перемещения стены в грунте при сейсмических воздействиях путем суперпозиции перемещений, полученных без учета сейсмических воздействий и перемещений от действия максимальной силы при сейсмических воздействиях, определенной по предлагаемой экспериментально-аналитической методике.