Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Проблемы строительства в глубоких котлованах с ограждающими конструкциями 8
1.1. Общие положение 8
1.2. Строительство зданий и сооружений в глубоких котлованах во Вьетнаме 10
1.3. Инженерно-геологические условия г.Ханоя 12
1.4. Анализ результатов наблюдений за перемещениями поверхности земли и деформациями зданий вблизи глубоких котлованов 17
1.4.1. Перемещения поверхности земли вблизи котлованов 18
1.4.2. Деформации конструкциий зданий вблизи глубоких котлованов 23
1.5. Основные выводы. Цель и задачи исследований 25
Глава 2. Методы количественного прогнозирования НДС массивов грунтов оснований и бортов котлована 27
2.1. Факторы влияющие на НДС массивов грунтов при устройстве глубоких выемок 27
2.2. Теоретические основы количественной оценки НДС массивов грунтов оснований и бортов котлована 29
2.3. Обзор теоретических решений НДС массивов грунтов основания и бортов котлована 32
2.4. Численние методоы прогнозирования НДС грунтов основания и бортов глубоких котлованов 41
2.5. Методы прогнозирования устойчивости массивов грунтов при устройстве глубоких котлованов 43
2.6. Выводы по главе 44
Глава 3. Теоретические основы количественного прогнозирования НДС грунтов оснований и бортов котлована 46
3.1. Общие положения 46
3.2. Современные модели грунтовой среды 48
3.2.1. Упруго - пластическая модель на основе теории прочности Кулона-Мора 49
3.2.2. Модель слабого грунта типа Cam-Clay 51
3.2.3. Модель грунта с упрочнением (изотропное упрочнение) 56
3.2.3.1. Модель грунта с упрочнением для случая дренированных трехосных испытаний 58
3.2.3.2. Гиперболическая зависимость для стандартных трехосных испытаний 59
3.2.3.3. Объемная пластическая деформация для трехосного напряженного состояния 61
3.2.3.4. Параметры модели упрочнения грунта 62
3.2.3.5. О колпачковой поверхности нагружения в модели упрочняющегося грунта 66
3.2.4. Сравнительная оценка современных моделей грунтов и выбор основной расчетной модели 68
3.2.5. Фактор исходного напряженного состояния 68
3.3. Теоретические основы численного моделирования НДС фунтов оснований и бортов котлована 75
3.3.1. Общие положения 75
3.3.2. Профаммный комплекс PLAXIS 79
3.3.3. Тестовая задача. Исследование зависимости осадки жесткой фундаментной плиты от нафузки (тестовая задача) 83
3.4. Выводы по главе 86
Глава 4. НДС грунтов основания и бортов котлована 88
4.1. Общие положения. Постановка задачи 88
4.2. Выбор расчетной модели фунтов оснований и бортов котлована и геомеханической модели однородного массива фунта 90
4.3. Влияние размеров и форм котлована на НДС фунтов основания и бортов котлована 92
4.4. Влияние граничных условий на НДС массива грунта за ограждающей конструкцией 94
4.5. Влияние устройства глубоких котлованов на НДС зданий и сооружений, находициеся вблизи котлована 96
4.6. Выводы по главе 105
Глава 5. Использование проведенных исследований в инженерной практике Вьетнама 106
5.1. Общие сведения о здании «PACIFIC PLACE» 106
5.1.1. Архитектурное решение 106
5.1.2. Фундамент здания 107
5.1.3. Конструктивное решение 107
5.2. НДС грунтов основания и бортов котлована здания «PACIFIC PLACE» 111
5.3. Сравнение результатов расчета перемещений с результатами измерений в натуре 119
5.4. Выводы по главе 124
Основные выводы по диссертации 125
Приложения
- Анализ результатов наблюдений за перемещениями поверхности земли и деформациями зданий вблизи глубоких котлованов
- Теоретические основы количественной оценки НДС массивов грунтов оснований и бортов котлована
- Объемная пластическая деформация для трехосного напряженного состояния
- Выбор расчетной модели фунтов оснований и бортов котлована и геомеханической модели однородного массива фунта
Введение к работе
Актуальность темы. Проблема количественной оценки напряженно-деформированного состояния (НДС) массивов грунтов оснований и бортов глубоких котлованов (более 5м) в настоящее время является актуальной при строительстве в стесненных условиях городов и особенно в городе Ханое (Вьетнам).
Особенностью инженерно-геологических условий территории Вьетнама заключается в том, что в её геологическом строении участвуют в основанном слабые водонасыщенные глинистые грунты мощностью до 60м, ниже которых встречаются относительно плотные глинистые и песчаные грунты.
Плитные и свайно-плитные фундаменты, устраиваемые в глубоких котлованах играют главную роль в строительстве высотных зданий (20-30 этажей) и тяжелых промышленных сооружений повышенной ответственности во Вьетнаме. Обеспечение безопасной и длительной эксплуатации таких зданий и сооружений являются первостепенными задачами изыскателей и проектировщиков. Поэтому разработка и научное обоснование методов строительства зданий и сооружений в глубоких котлованах являются главными задачами современного фундаментостроения Вьетнама и в г. Ханое.
В настоящей работе на основе анализа результатов расчетов НДС массивов грунтов оснований и бортов котлована делается попытка обобщения закономерностей формирования и трансформации НДС этих массивов и выявления основных и определяющих факторов. Это позволяет совершенствовать и развить существующие методы количественного прогнозирования НДС массивов грунта и разработать научно-обоснованные конструкции фундаментов, ограждающих стен и подземной части зданий. При этом одновременно обеспечивается экономическая эффективность и безопасность строительства нулевого цикла.
Цель диссертационной работы. Целью настоящей работы является совершенствование существующих методов количественного прогнозирования НДС массивов грунтов основания и бортов глубоких котлованов с учетом исходного НДС массива грунта нелинейных свойств грунтов и размеров котлована в трехмерной постановке. Для этого анализируются результаты расчетов численного моделирования МКЭ НДС массивов грунтов при их взаимодействии с конструкциями подземной части сооружения с учетом нелинейных свойств грунтов, геометрических параметров котлована а также технологических особенностей строительства нулевого цикла.
Основные задачи исследований. Для достижения поставленной цели были выполнены следующие работы:
- Анализ современного состояния строительства зданий и сооружений в глубоких котлованах;
- Анализ инженерно-геологических условий и опыта строительства зданий и сооружений в глубоких котлованах в городе Ханое;
- Анализ результатов натурных наблюдений за НДС массивов грунтов в основании и за ограждающей конструкцией в городе Ханое;
- Обоснование и выбор расчетной геомеханической модели грунтового массива основания и бортов глубокого котлована;
- Обоснование и выбор расчетной упруго-пластической модели грунтов оснований и бортов котлована а также определение параметров этой модели;
- Численное, пространственное (трехмерное) моделирование НДС массивов грунтов основания и бортов котлована с учетом нелинейных свойств грунтов, геометрических параметров котлована и особенностей технологии производства нулевого цикла;
- Анализ результатов натурных наблюдений за вертикальными и горизонтальными перемещениями за ограждающей конструкцией котлована в г. Ханое и сравнение их с результатами расчета НДС МКЭ;
- Анализ НДС массивов грунтов основания и бортов глубоких котлованов и выделение основанных и определяющих факторов;
- Составление рекомендаций по выбору расчетной геомеханической модели массивов грунтов основания и бортов котлована;
- Составление рекомендаций по выбору расчетной упруго пластической модели грунтов основания и бортов котлована с учетом анализа НДС при использование различных нелинейных моделей.
Научная новизна работы. Заключается в том, что:
- В трехмерной постановке осуществлено численное моделирование НДС массивов грунтов в основании и за ограждающей конструкцией глубоких котлованов с учетом нелинейных свойств грунтов, геометрических параметров котлована и технологических особенностей нулевого цикла;
- Показано, что определяющими факторами, влияющими на формирование и трансформацию НДС массивов грунтов в процессе строительства подземных частей зданий глубоких котлованов, являются: исходное НДС массивов грунтов, вмещающих котлован; глубина котлована (Н); соотношение глубины котлована к ширине В (L/B); длине L(L/H), а расчетная модель упрочняющегося грунта; технология строительного производства нулевого цикла (Top-down и д.р.);
- Дана сравнительная оценка НДС грунтов основания и бортов котлована с использованием трех нелинейных моделей грунтов;
- Показано, что в случае учета нелинейных свойств грунтов оснований сооружений, расчетное значение осадки существенно зависит от начального коэффициента бокового давления;
- В трехмерной постановке осуществлено численное моделирование НДС массивов грунтов основания и бортов котлована реально построенного сооружения в г. Ханое и дано его сравнение с натурным наблюдениями за вертикальными и горизонтальными перемещениями ограждения котлована и по глубине;
Практическое значение работы.
Полученные в диссертационной работе результаты исследований позволяют:
- Дать научно-обоснованное и экономически эффективное решение при выборе типа и конструкции фундамента, ограждения, и подземной части здания;
- Обеспечить безопасное строительство нулевого цикла и длительную эксплуатацию зданий и сооружений возведенные в глубоких котлованах.
Реализация работы. Результаты исследований будут использованы в практике научно исследовательских работ кафедры МгрОиФ МГСУ, а также автором диссертационной работы в своей научной и практический деятельности во Вьетнаме.
На защиту выносятся:
Результаты расчетов и анализ численного трехмерного моделирования НДС массивов грунтов основания и за ограждающей конструкцией с учетом нелинейных свойств грунтов, геометрических параметров котлована и технологических особенностей строительства нулевого цикля;
- Анализ результатов натурных наблюдений за перемещениями поверхности грунта по контуру котлована построенного высотного здания в г. Ханое с помощью реперов (38) и инклииометоров (3) и сравнение их с расчетами НДС массивов грунтов в трехмерной постанове.
Автор искренне благодарит своего научного руководителя, заслуженного деятеля науки РФ, академика АВН РФ и Нью-йоркской АН, заведующего кафедрой механики грунтов, оснований и фундаментов МГСУ, профессора, доктора технических наук Тер-Мартиросяна З.Г за постоянное внимание и помощь при выполнении настоящей диссертационной работы.
Анализ результатов наблюдений за перемещениями поверхности земли и деформациями зданий вблизи глубоких котлованов
Мировой опыт строительства и эксплуатации зданий и сооружений в глубоких котлованах показал, что поверхность грунта и сооружения неизбежно испытывают влияние глубокого котлована на расстоянии от двух до четырех глубин котлована. В зависимости от инженерно-геологических условий площадки строительства, типа Офаждающих конструкций и их крепления, технологии производства работ это влияние меняется в широких пределах и имеет затухающих характер с расстоянием от офаждепия.
Исследования деформаций поверхности грунта вблизи глубоких котлованов проводились с учетом существующих зданий результатами инструментальных измерений или численным моделированием.
Аналогичные исследования проводились для случаев подземных выработок, в том числе при строительстве тоннелей. Для вычисления осадки и горизонтальных смещений поверхности земли над тоннелем Burland J.В, Standing J.R, и Jardine F.M [85] приводят следующие формулы Где Smca - максимальная осадка по оси тоннеля; у, уо - расстояние по поверхности от оси тоннеля и в точке перегиба кривой осадки соответственно; z0 - расстояние по вертикали от поверхности до оси тоннеля; Формулу (1.4.1) представляют также в виде
Где К = y0/z9 - параметр, зависящий от типа грунта; К = 0,2-0,3 для сыпучих грунтов; К = 0,4-0,5 - для твердых глин; К = 0,7 - для мягки и илистых глин;
Первые обобщения наблюдений за деформациями поверхности грунта вблизи глубоких котлованов сделал Р. Пек в 1969 г [109]. Он установил закономерность развития относительных вертикальных перемещений поверхности земли (Uy/H) в зависимости от вида грунта (рис. 1.4.1).
По мере развития новых методов и технологии глубоких котлованов, появились новые данные по осадкам и горизонтальным перемещениям поверхности грунта вблизи котлована. Однако все эти исследования не внесли существенных изменений в характере развития осадок, предложенный Ряльфом Пеком [108]. Они лишь уточняли характер этих закономерностей в зависимости от вида грунта, типа крепления ограждающей конструкции. В частности не подтвердился предположение Р.Пека о равенстве вертикальных и горизонтальных смещений, т.е. Uy" = U". Оказалось, что это отношение меняется от 0,5 до 2.0, что согласуется с результатами исследований Goldberg D.T., Jaworski W.E, Gordon M.D (1976) [92]. Для глубоких котлованов и мягких глинах максимальная осадка поверхности в среднем составляет 0,01Н, в плотных глинах и песках максимальная осадка на расстоянии 0,5Н, а в мягких грунтах на расстоянии до 2Н, что создает опасности для соседних зданий.
Теоретические основы количественной оценки НДС массивов грунтов оснований и бортов котлована
Устройство глубоких выемок связано со строительством зданий и сооружений в глубоких котлованах, строительством гидротехнических и промышленных сооружений, дорог, коммуникаций, и также разработкой месторождений открытым способом. Поэтому проблема количественного прогнозирования НДС и устойчивости массивов грунтов в основании и бортов котлована не нова. Необходимость оценки устойчивости бортов карьеров месторождений привела к разработке эмпирических и аналитических методов прогнозирования НДС массивов горных пород. Строительство крупных гидротехнических и энергетических сооружений в открытых котлованах в начале 20-го века также было связано с оценкой НДС массивов основания и бортов котлована как в период выемки грунта так и в период возведения сооружений. Исследования НДС в таких массивах проводились как эмпирическими так и аналитическими методами. Кроме того исследования НДС массивов проводились методами физического моделирования в том числе: эквивалентными материалами, оптическим методом исследований напряжений (ОМИН), центробежным моделированием.
Исследования НДС показали, что основанными и определяющими факторами, влияющими на закономерности формирования и трансформации НДС массивов грунтов в основании и в бортах котлована являются: высота откоса его наклон к горизонту (а), ширина основания (В), условие формирования НДС (плоская, пространственная НДС), строение и состав грунтов, их однородность, изотропность, наличие слабых и наклонных слоев грунта. Учет этих факторов в одной расчетной или физической модели не всегда возможен. Поэтому большинство аналитических решений задач ограничивались рассмотрением НДС упругого, однородного, изотропного массива. Но и в таких упрощенных постановках требовались применения сложного математического аппарата теории упругости. В конце 20-го века эти трудности были успешно преодолены благодаря появлению принципиально нового численного моделирования НДС методами конечных элементов (МКЭ), конечных разностей (МКР) и граничных элементов (МГЭ). Эти методы позволяли учитывать практически все перечисленные факторы, включая физическую и геометрическую нелинейность деформирования грунтов, консолидацию и ползучесть водонасыщенных грунтов, исходное НДС массивов грунтов и пр.
Интенсивное строительство зданий и сооружений в глубоких котлованах в стесненных условиях городов привели к необходимости устройство котлована под защитой ограждающих конструкций, т.е. к принципиально новой геомеханической задаче. Появились новые факторы, влияющие на НДС массивов грунтов основания и бортов котлована. Это касается в первую очередь вертикальности стен котлована, удерживаемая ограждающей конструкцией разного вида и разной технологий их устройство в грунте. Жесткость ограждающих конструкций и способы их крепления наряду с глубиной котлована его размеров в плане оказались существенными факторами, влияющими на НДС массивов грунтов.
Таким образом, можно считать, что формирование и трансформация НДС массивов грунтов в основании и в бортах котлована зависит от многочисленных факторов. Устройство котлована связано с конкретными инженерно-геологическими условиями рассматриваемой строительной площадки и это не позволяет дать обобщенное решение проблемы количественной оценки НДС массивов грунтов основания и бортов котлована. Анализ результатов наблюдений за перемещениями поверхности земли и деформациями зданий вблизи глубоких котлованов, изложенный в первой главе показал, что имеется несоответствие между наблюдаемыми перемещениями и деформациями и прогнозируемыми их значениями, определяемые с помощью эмпирических формул или численными методами.
Поэтому в настоящее время совершенствование и развитие существующих методов количественного прогнозирования НДС массивов грунтов в основании и бортов котлованов являются актуальными. Ниже приводится обзор существующих методов количественной оценки НДС массивов грунтов.
Количественная оценка НДС массивов грунтов основания и бортов котлована связано с определением шести компонентов напряжений (ац), шести компонентов деформаций (єц) и трех компонентов перемещений (u, V, w) под воздействием объемных и поверхностных сил. Для их определения необходимо совместное решение пятнадцати уравнений, в том числе: три уравнений равновесия означит, что остальные два уравнения получаются путем круговой перестановкой х, у, z; Fx, Fy, Fz - компоненты массовых сил; ii,v,w - компоненты ускорений перемещений; р- плотность грунта. В тензорной символике эти три уравнения равновесия записываются в виде Для случая линейной связи между напряжениями и деформациями физические уравнения записываются в виде уравнений Гука где Ей G- модули линейной и сдвиговой деформаций соответственно; у- коэффициент Пуассона. Зависимость (2.2.4) можно записывать также в виде: Для случая нелинейной зависимости между напряжениями и деформациями (рис.2.1) используются уравнения деформационной теории пластичности по Генки где є и а - средние значения объемной деформации и сумы главных напряжений соответственно. Вид функции х определяется из экспериментов в условиях сложного напряженного состояния и в общем случае записывается в виде
Объемная пластическая деформация для трехосного напряженного состояния
Эли уравнения получены из известной теории напряжений и далагансни Row и интерпретированы Schanz и Vermeer. При малых и отрицательных мобилизованных углах дилатаисии согласно Row они приравниваются пулю. При малых отношениях напряжений объем уменьшается, а при больших возникает дилатансия. 11ри разрушении из (3.2.39) елсдуег. Параметры модели упрочнения грунта Ersf- секущий модуль в стандартных дренированных трехосных испытаниях; Eofj - касательный модуль при первичном компрессионном сжатии; т - показатель для зависимости уровня напряжений от модуля. Дополнительные параметры (которые рекомендуется назначать по умолчанию) Eruf- модуль при разгрузке/повторном нагружении (по умолчанию p cf- начальное напряжение для модулей (по умолчанию pref =Ш единиц напряжения) в кПа; К- коэффициент бокового давления при нормальном уплотнении (по умолчанию К =l-sinp); Rj- коэффициент разрушения (по умолчанию 0.9); tension - прочность при растяжении (по умолчанию o tension = 0) кПа; clement- как в модели Кулона-Мора (по умолчанию 0) кн/м3. Модули Еге и E fei и показатели степени т Преимуществом модели упрочняющегося грунта по сравнению с моделью Кулона-Мора является не только использование гиперболической зависимости напряжения-деформации вместо билинейной, но и возможность управления уровнем напряжений. При использовании модели Кулона-Мора нужно выбрать фиксированную величину модуля упругости (Юнга), а в реальных грунтах он зависит от напряжений.
Поэтому нужно оценить эти напряжения в грунте, чтобы получить подходящую сжимаемость. В модели упрочняющегося грунта эта громоздкая процедура выбора не требуется. Вместо этого Е$ определяется как исходное минимальное главное напряжение, а по умолчанию р 100 единиц напряжения. Некоторые -64 пользователи Plaxis знакомы с вводом модулей сдвига, а не с указанными модулями. При использовании теории упругости Е и С связаны известным соотношением. = Fref C.COS0-O". sin U (3.2.42) yc.coscp-р .sin где E Jd- тангенс угла кривой у-0) при первичном нагружении (рис.3.2.7). Упруго-пластическая модель упрочняющегося грунта основана на зависимости (3.2.42). Значения К0 берутся по зависимости Яки (l-sin p), но можно задавать и другие, но некоторые из них программа отбрасывает, т.к. они выходят за пределы допустимого диапазона. Секущая дилатансия После значительного сдвига дилатирующие материалы приходят в состояние критической плотности, когда дилатансия кончается (рис 3.2.9), что учитывается в модели отсечением по формулам. Коэффициент пористости связан с объемной деформацией зависимостью (3.2.44). Результирующая зависимость деформаций дана на рис.3.2.9 Начальный коэффициент пористости е-ти - это натурная величина для фунта а максимальное значение етах- в состоянии критической плотности, -66-по достижению которой угол дилатации становится равным нулю. Минимальные значения коэффициента пористости можно ввести, но этот параметр не используется в модели с упрочнением.
Поверхности нагружения с упрочнением при сдвиге, показанные на рис. 3.2.5 не дают пластических объемных деформаций при изотропном сжатии. Поэтому нужно ввести второй тип таких поверхностей, чтобы замкнуть упругую область для траекторий сжимающих напряжений (упрочнение при уплотнении). Без этого нельзя сделать независимыми Е ( и Elfj. От трехосного модуля существенно зависит поверхность текучести при сдвиге, а от компрессионного модуля зависит колпачок поверхности нагружения. І Іозтому рассматривается определение колпачковой поверхности текучести по формуле. В случае специальных трехосных испытаний, когда - ст, -а2 = -сг3 и ? = -( т,- 73) а в случае если r1 rl r3 то ц = -3{ах-ст}). Предел текучести в Сар модели определяется с помощью изотопического всестороннего сжатия, т.е. с помощью напряжения переуплотнения Pp. В законе упрочнения зависимость Рр от объемной деформации имеет вид где Р - некоторый параметр. Параметры а и fi определяют форму колпачка, но они используются не напрямую а, в форме зависимости от К и Е т.е.
Выбор расчетной модели фунтов оснований и бортов котлована и геомеханической модели однородного массива фунта
Для факторного анализа НДС грунтов основания и бортов котлована выбрана геомеханичесная модель в виде однородного массива грунта ограниченных размеров (параллелепипеда) размерами: высотой Н - 100м; длиной В = 200 м; шириной А = 100 м. Внутри этого однородного массива устроен котлован размерами: глубиной h = 10 и 20 м; шириной а = 10, 20, 30 м; длиной Ъ = 10, 20, 30 м. Для удобства анализа задача разбита на три варианта (рис.4.2.1), учитывающие различные соотношения a,bw.h.
Для всех вариантов параметры деформируемости (Е, v) и прочности (ср, с) приняты одинаковыми (рис.4.2.1). Рассмотрен вариант грунтового массива при полным водонасыщении, т.е. уровень грунтовых совпадает с поверхностью грунта (у = 0), следовательно, удельный вес грунта принят равным / = 10 кН/м . Коэффициент сцепления выбран таким образом, чтобы откосы котлована находились в устойчивом состоянии без закрепления, т.е. с = 1000 КПа ж 10 кгс/см . Это позволяет исключить фактор ограждающих конструкции и тем самыми проанализировать НДС с учетом других НДС формирующих факторов (глубина, ширина, длина и их соотношения). Как известно [58] высота вертикального откоса грунта без крепления определяется по формуле: Подставляя значения /=20 кН/м ; с = 1000 кН/м ; р = 30 получим, что h = 34,4м, т.е. больше принятых значений в расчетной схеме (рис.4.2.1). Результаты расчетов представляются в виде изолиний компонентов напряжений и перемещений, что удобно при их анализе по сравнению с цветным масштабом. Граничные условия по всей поверхности котлована принято свободной от напряжений. На внешнем контуре массива по боковой поверхности приняты условия отсутствия горизонтальных перемещений (Єхх= 0; &,= 0) а в основании массива приняты условия отсутствия всех перемещений (єхх = ЄуУ = zz = 0), или (и = V = W = 0). В соответствии с принятой расчетной геомеханической модели однородного грунтового массива с котлованом внутри массива (рис.4.2.1) с помощью программного комплекса PLAXIS 3D Foundation были выполнены расчеты НДС для различных вариантов. Ниже приводятся некоторые результаты этих расчетов. Всего рассмотрено 12 вариантов при различных соотношениях а, Ъ и И, в том числе для трех моделей грунтов т.е. в итоге рассмотрено 36 вариантов.
Анализ результатов расчета НДС грунтов оснований и бортов котлована, представленные на рисунках 4.3.1 - 4.3.40 (приложение № 1) позволяют выделить следующие НДС-образующие факторы и закономерности. 1. Основными и определяющими НДС-образующими факторами являются глубина и ширина котлована. С ростом длины котлована влияние ширины ослабевает, и НДС котлована стремится к условиям, соответствующим плоской деформации. Причем подъем точек вблизи края котлована для условий плоской задачи (плоская деформация) в несколько раз превышают подъем точек вблизи квадратного в плане котлована той же глубины. 2. При прочих равных условиях с ростами глубины существенно растет и подъема точек на поверхности вблизи котлована. Так, например, если сравнивать вариант 3-а и З-б то подъем поверхности с длинной стороны котлована составляет соответственно: по модели Е - 26 и 44 мм; по модели МК - 28 и 44 мм; по модели HS - 8,5 и 14 мм, т.е. отличаются в среднем почти два раза при изменении глубины в два раза (с 10 до 20 м). С короткой стороны котлована подъем поверхности вблизи котлована составляют соответственно; по модели Е - 22 и 34 мм; по модели МК - 22 и 34 мм; по модели HS - 7,5 и 10,5 мм. 3. Отсюда следует, что подъем поверхности вблизи котлована с короткой стороны существенно меньше, чем с длинной стороны котлована. Кроме того, подъемы рассчитанные по модели HS в три раза меньше чем по модели Е и МК. Этот результат хорошо согласуется с результатами расчета подъема поверхности грунта вблизи котлована, рассчитанные по модели МК и HS в рамках плоской задачи (рис.3.2.15). 4. Подъем дна котлована имеет аналогичную зависимость от модели грунта и от глубинных котлована. Так подъем центральной точки дна котлована составляет соответственно: по модели Е - 50 и 90 мм; по модели МК - 50 и 90 мм; по модели HS - 20 и 30 мм. И в этом случае подъем по модели HS почти в 3 раза меньше чем по модели Е и МК, что связано с высоким значением коэффициента сцепления (с = 1000 КПа). С ростом глубины в 2 раза подъем дна увеличивается 1,8 раза. 5. Если ограничиться подъемом поверхности грунта 1 мм то влияние котлована на подъем поверхности распространяется на расстоянии от края котлована соответственно: по моделям Е и МК с короткой стороны на 2а и по модели HS - на 1,2а. С длиной стороны соответственно имеем: по модели Е и МК 5а а по модели HS - 2,5а. 6. Если ограничится подъемом точек, расположенных на оси симметрии величиной 5 мм то влияние котлована распространяется на глубину со дна котлована соответственно: по модели Е - 2,1 а и 2,2а; по модели МК - 2,2а и 2,1 а; по модели HS - 1,3а и 1,8а.
Горизонтальные перемещения на поверхности распространяются на значительное расстояние от края котлована, но с глубиной они затухают и меняют знак.
