Прогноз безопасной зоны влияния строительства полузаглубленных подземных сооружений на окружающую среду

5th International Symposium. Mining and Environmental Protection. Vrdnik. Serbia. 2015. P. 135-140.

17. Environmental Danger of Worked and Liquidated Coal Mines Open Areas / Nikolai M. Kachurin, Sergei A. Vorobev, Dimitriy N. Shkuratckiy, Sergei M. Bogdanov // 5th International Symposium. Mining and Environmental Protection. Vrdnik. Serbia. 2015. P. 141-149.

18. Kachurin N.M., Pozdeev A.A., Stas' G.V. Prognoz vydelenija radona v gornye vyrabotki ugol'nyh shaht// Izvestija TulGU. Estestvennye nauki. Vyp. 1. Ch. 2. 2012. S. 133-142.

19. Kachurin N.M., Pozdeev A.A., Stas' G.V.. Vydelenija radona v atmosferu gornyh vyrabotok ugol'nyh shaht// Izvestija Tul'skij gosu-darstvennyj universitet. Ser. Nauki oZemle. Vyp. 1. 2012. S. 46-56.

20. Radon v atmosfere ugol'nyh shaht / N.M. Kachurin [i dr.]// M. GIAB. Vyp.8. 2012. S. 88-94.

УДК 692.1; 69.035

ПРОГНОЗ БЕЗОПАСНОЙ ЗОНЫ ВЛИЯНИЯ СТРОИТЕЛЬСТВА

ПОЛУЗАГЛУБЛЕННЫХ ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ НА ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ

П.А. Деменков, Н.А. Беляков В.И., Очкуров

Приведены результаты численного моделирования строительства полузаглубленного сооружения под защитой «стены в грунте». В моделях изменялись свойства грунтов и жесткость «стены в грунте». Это позволило выявить закономерности изменения напряженно-деформированного состояния от толщины стены и физико-механических свойств грунтов. По результатам исследований были построены мульды оседаний поверхности при строительстве котлована, эпюры изгибающих моментов, поперечных и продольных сил, возникающих в стене. Были выделены зоны влияния строящегося полузаглубленного сооружения на существующую застройку. По графикам вертикальных смещений земной поверхности построены линии тренда и получены аналитические зависимости.

Ключевые слова: котлованы, оседания, стена в грунте, смещения, глинистые грунты, полузаглубленные подземные сооружения, метод конечных элементов.

Введение. Строительство зданий и сооружений в условиях плотной городской застройки может оказывать значительное влияние на существующую застройку [0-0]. Для снижения негативного влияния при строительстве глубокого котлована на основание и фундаменты соседних зданий применяют различные конструктивные и технологические решения ограждающих конструкций. Наиболее эффективной в этом случае считается «стена в грунте», которая позволяет минимизировать воздействия на окружающую застройку [0, 0, 0].

Безопасному освоению подземного пространства при строительстве подземных сооружений посвящены работы [0, 0, 0]. Данная работа ограничивается только полузаглубленными сооружениями и глинистыми грунтами.

Анализируя научно-исследовательские работы [0, 0, 0, 0], посвященные расчету, строительству и натурным наблюдениям за полузаглубленными сооружениями, можно отметить основные факторы, оказывающие значительное влияние на формирование напряженно-деформированного состояния ограждающих конструкций и вмещающего массива: инженерно-геологические условия строительства, глубина сооружения и жесткость ограждающих конструкций.

С1о1^11 и О'Яоигке [0] обобщили данные натурных наблюдений за величиной горизонтальных смещений подпорной стены и вертикальных смещений поверхности земли.

Результаты геотехнического мониторинга за деформациями в окрестности полузаглублённых сооружений показывают, что, обычно, величина максимальных горизонтальных смещений подпорной стены и максимальная величина осадки земной поверхности обычно не превышает 0,5 % от Н. Усредненное значение максимальных горизонтальных смещений стремиться к величине 0,2 % от Н. Усредненное значение величина максимальной осадки земной поверхности стремиться к величине 0,15 % от Н.

В своей работе Мурманс [0] выполнил анализ 530 наблюдений за деформациями грунтового массива в окрестности подземного сооружения расположенного в слабых грунтах (си < 75 кПа). Анализ данных натурных наблюдений показал, что горизонтальные смещения стены, в зависимости от площадки строительства, изменяются в диапазоне от 0,5 %Не до 1,0 % Не. Среднее значение горизонтальных смещений составило 0,87 % Не. Точки максимальных горизонтальных смещений располагается на участке от 0,5 Не до 1,0 Не от поверхности земли. Максимальная величина вертикальной осадки земной поверхности изменяется от 0,1 %Не до 10 %Не. Среднее значение максимальной величины вертикальной осадки составляет 1,1 % Не. Максимальное значение вертикального оседания земной поверхности наблюдается на расстоянии до 0,5 % Не, однако отмечены случаи, когда значение максимальной вертикальной осадки земной поверхности удалено на расстояние до 2 % Не. Отношение иута/щтах в основном изменяется в диапазоне 0,5 - 1,0. Инженерно-геологические условия строительства и глубина заложения дна котлована являются определяющими факторами, оказывающими влияние на формирование деформаций в окрестности полузаглубленного сооружения.

Грунты оснований зданий и сооружений могут существенно различаться в различных регионах страны. В связи с этим при моделировании рассмотрены глинистые грунты со свойствами наиболее типичными для

Санкт-Петербурга. Рассмотрено четыре варианта глинистых грунтов, характеризуемых различным коэффициентом пористости 0,55-0,85.

Описание модели. Моделирование проводилось в плоской постановке с использованием программного комплекса Р1ах1з 20. Рассмотрено три варианта сооружения глубокого котлована (рис. 1). Каждый вариант предполагает расчет с тремя различными жесткостными показателями «стены в грунте». В модели первой схемы приняты следующие геометрические параметры: ширина 200 м, высота 40 м. Задача симметричная относительно оси центра котлована. Запрещены перемещения низа модели по оси 7 и бока модели по оси X.

Котлован имеет ширину 20 м. В качестве ограждающей конструкции принята «стена в грунте» из бетона класса В40 с толщиной 800 мм, 600 мм и 400 мм. Стена, с шагом 5 м по глубине усиливалась распорками. Жесткость распорок зависела от глубины: 1 ярус - Е1, 2 ярус - 2Е1, 3 ярус -ЗЕ1, 4 ярус - 1,5Е1. Распорка 1 яруса представляет собой трубу диаметром 500 мм и толщиной стали 10 мм. На всех этапах расчета уровень грунтовых вод понижался на 1 м ниже дна котлована.

а

Vе

5 м

ТрГ

К м

Рис. 1. Варианты моделей котлована: а - котлован глубиной 19 м; б- котлован глубиной 9 м; в- котлован глубиной 5 м, консольная схема; I - V-этапы разработки котлована

В качестве вмещающего грунта рассматривались глинистые грунты. Для расчетов была принята упруго-пластическая модель упрочняющегося грунта, учитывающая изменение свойств при малых деформациях. Расчет велся на не дренированное состояние грунтов с учетом естественной скорости фильтрации и распределения порового давления. Параметры модели сведены в табл. 1.

Таблица 1

Отличительные характеристики моделей с глинистыми грунтами

Модель Толщина стены У итак кН/м3 кН/м3 е0 Е50, 103 МПа ЕоесЪ ю3 МПа ЕШ; Ю3 МПа т с', кПа Уол О0. 103 МПа

1.1 800 18.5 21 0.85 11 11 44 0.9 18 19 0.15-10"3 44

1.2 600 18.5 21 0.85 11 11 44 0.9 18 19 0.15-10"3 44

1.3 400 18.5 21 0.85 11 11 44 0.9 18 19 0.15-10"3 44

2.1 800 18.5 21 0.75 14 14 56 0.9 23 21 0.15-10"3 56

2.2 600 18.5 21 0.75 14 14 56 0.9 23 21 0.15-10"3 56

Окончание табл.1

2.3 400 18,5 21 0,75 14 14 56 0,9 23 21 0,1510-3 56

3.1 800 18,5 21 0,65 19 19 76 0,9 28 22 0,1510-3 76

3.2 600 18,5 21 0,65 19 19 76 0,9 28 22 0,1510-3 76

3.3 400 18,5 21 0,65 19 19 76 0,9 28 22 0,1510-3 76

4.1 800 18,5 21 0,55 25 25 100 0,9 34 23 0,1510-3 100

4.2 600 18,5 21 0,55 25 25 100 0,9 34 23 0,1510-3 100

4.3 400 18,5 21 0,55 25 25 100 0,9 34 23 0,1510-3 100

Результаты. Данные натурных наблюдений показали [0], что при прочих равных условиях, при строительстве полузаглубленного сооружения в слабых глинистых грунтах деформации подпорной стены проявляются более ярко на уровне дна котлована, а форма мульды оседания принимает изогнутый вид. В песках и плотных глинах, деформации подпорной стены меньше, они более равномерно распределены по всей ее высоте, а форма мульды оседания ближе к пологой, чем к изогнутой.

В работе Пекка (1969) [0] отмечается, что зона влияния полузаглубленного сооружения, в рамках которой реализуется оседание дневной поверхности, составляет 2-3 его глубины. Согласно и О'Яоигке

(1990) [0], зона влияния полузаглубленного сооружения, расположенного в песках, приближенно составляет 2 глубины котлована. В плотных и твердых глинах, зона влияния распространяется на расстояние 3 глубины котлована. В мягких глинах и средней плотности глинах, зона влияния составляет 2 глубины котлована. Однако, зона влияния полузаглубленного сооружения зависит не только от глубины его заложения, но и от ширины котлована, инженерно-геологических условий и др.

Основные результаты моделирования по первому варианту моделирования представлены на рис. 2-3.

а б

0,111

ы о.оо £

§ -0,01 с-

« -0,02 2

| -0,03 £.

-0,04 -0,03

Рис. 2. Эпюры вертикальных (а) и горизонтальных (б) перемещений поверхности в глине №1 с различными толщинами «стены в грунте»

Максимальная величина вертикальных перемещений поверхности, по результатам выполненных исследований, наблюдается на расстоянии 14 м от стены котлована (рис. 2, а), а горизонтальных перемещений - 22 м (рис. 3, б). При этом зона влияния строительства практически одинакова как для вертикальных, так и для горизонтальных перемещений поверхно-

Расстояние, м

100

— Модель 1.1. Глина 1. Степа КООм.ч —Модель 1.2, Глина 1. Стена 600мм § -0,020 —Модель 1.3« Глина Г Стена 400мм

сти и составляет около 60 м (3Н), независимо от жесткости ограждающей конструкции. б

Горизонтальные перемещения стены, м

-0,12 -0,10 -0,08 -0,06 -0,04 -0,02 —Модель 1.1. Глина 1. Стена 800мм —Модель 1.2. Глина 1. Стена 600 мм —Модель 1.3. Глина 1. Стена 400мм

Горизонтальные перемещения стены, м

I-1—I—I—I—|—I—I—I—I—|—I-1—I—I—|—I—I—I—ь

-0,08

—Модель 1.1. Глина 1. Стена 800мм —Модель 2.1. Глина 2 Стена 800мм —Модель 3.1. Глина 3 Стена 800мм —Модель 4.1. Глина 4 Стена 800мм

Рис. 3. Эпюры горизонтальных смещений «стены в грунте»: а-с различными толщинами «стены в грунте»

Как видно из эпюры горизонтальных перемещений «стены в грунте» (рис. 3, а) для толщины стены 400 мм они изменяются неравномерно по глубине, а разница в оседаниях поверхности по сравнению с другими толщинами значительно больше, что позволяет сделать вывод о недостаточной ее жесткости. Изменение пористости глинистых грунтов от 0,55 до 0,85 дает практически линейную зависимость изменения горизонтальных перемещений стены.

Основные результаты расчетов сведены в табл. 2-4.

Таблица 2

Основные результаты расчетов первого варианта модели

Номер С^мшн? ЬГу. тахч Ух. \valb МтаХ1

модели ММ ММ ММ кНм/м

1.1. 40,3 107 70 1877

1.2. 51,9 110 82 1621

1.3. 59 116 98 1282

2.1. 36,9 84 58 1489

2.2. 38,7 85,8 66 1272

2.3. 42,5 88,9 8 958,6

3.1. 26,4 57 44 1139

3.2. 27,5 57,9 49 953,9

3.3. 30 59,2 56 714,4

4.1. 19,5 39 33 873

4.2. 20,3 39,4 36 701,1

4.3. 21,5 40,2 392 537,4

Таблица 3

Основные результаты расчетов второго варианта модели

Номер модели ^у.тин ММ иу.тах! ММ Ух. \valh ММ Л1тах> кНм/м

1.1. 12,5 38,4 22 719

1.2. 13,5 39,3 25,4 636

1.3. 16,1 41,7 33,2 488

2.1. 10,2 29,1 18,7 620

2.2. 10,9 29,7 21,1 542

2.3. 12,2 30,1 25,6 405

3.1. 7,3 20,2 14,5 475

3.2. 7,6 20,5 15,7 405

3.3. 8,4 21 18,1 309

4.1. 5,4 14,4 11,2 352

4.2. 5,6 14,5 11,9 305

4.3. 5,9 14,8 12,9 238

Таблица 4

Основные результаты расчетов третьего варианта модели

Номер модели С^мшн? ММ ЬГу. тахч ММ Ух. \valh ММ кНм/м

1.1. 91,5 42,5 139 -76 иу )

1.2. 87,9 42 138 -70 [ г / р\ / Ли -/ /

1.3. 60,2 38,5 97,6 -53

2.1. 61,7 26,3 91,5 -55

2.2. 65,6 27 95,3 -51,3

2.3. 72,2 28,2 102 -44

3.1. 31,9 15,7 48,9 -52  . -... ч - ч) \ -.....\ • ••

3.2. 31,7 15,7 48,7 -50 /\ / \ / \ 1 у Д. А ,' '."-  / \ \1 V V |\ /\ / \ / \ / V / /

3.3. 34,6 15,9 50 -43,7 /' \/'\

4.1. 19,6 10,2 29,7 -45,6 К '{ "•\ж ! ч

4.2. 20,1 10,2 30 -42

4.3. 19,3 10,3 28,6 -43

По результатам численного моделирования была выполнена аппроксимация полученных графиков смещений при измении коэффициента пористости глинистых грунов и предложены формулы для расчета мульды оседания. Эпюры вертикальных смещений с линиями тренда приведены на рис. 4. Достоверность аппроксимации составила 0,99.

Расстояние, м

к X

3

о

о а

<и С

и Я я

И

I

о

Я

80

-Мос1е] 1.1. 01ау 1. \Vall 800шш —МосЫ2.1. С1ау2. Wall 800шш —Мо<1е13.1. 01ау 3. \Vall 800шт —Мо<1е14.1. в1ау 4. Wall 800тт

Рис. 4. Эпюры вертикальных перемещений поверхности с различными характеристиками глины (модели 1.1, 2.1, 3.1, 4.1), пунктиром

показаны линии тренда

Уравнения, описывающие линии тренда представлены в формулах (1) - (4). Однако полученные полиномы четвертой степени не очень удобны для расчетов и дальнейших математических преобразований. В связи с этим графики сложной формы целесообразно разбивать на более простые участки (зоны).

иу 1.1 = 1- 10" V- -3- 10~6х3 + 2•10~4х2 - 3-10"3х-0,0231;

иу 2.1 = 1 10" -V -2 •10"6х3 +1-10"4х2 - 2,5 • 10~3х - 0,0162;

иу 3.1 = 8 10" -V- -2 •10"6х3 +1-10"4х2 - -1,7 -10"3х- 0,0126;

иу 4.1 = 6 •10 -1 •10"6х3 +7-10"5Х2 -1,2 -10"3х- 0,0102.

Линии тренда, описывающие графики вертикальных перемещений поверхности (рис. 5) разбиты, для упрощения формулы, на два участка: I зона (наиболее опасная) от 0 до 25 м и II зона от 25 до 60 м. На расстоянии больше 60 м влиянием котлована можно пренебречь. Достоверность аппроксимации составила 0,98.

Далее приведен пример формулы для расчета вертикальных перемещений поверхности в зависимости от толщины стены.

Рис. 5. Эпюры вертикальных смещений поверхности с различными толщинами «стены в грунте» (модели 1.1,1.2,1.3), пунктиром

показаны линии тренда

Для обеих зон линии тренда описываются квадратным уравнением:

2

Uy= AI{II)X ~ BI{II)X ~ CI(II) >

где А, В, С - параметры уравнения.

Параметры Aj и С/ определяются для I зоны по графикам (рис. 6), В/ = const = 0,0022; для II зоны параметры Вп и Сц определяются по формулам (5) и (6), Ап= const = 2-10"5.

а б

Рис. 6. Графики для определения параметров А! (а) и С/ (б) в зависимости от толщины стены для I зоны

ВП =-5 • 10~7 • г + 0,003;

6066-I

С// =-,

11 65568

где / - толщина стены, мм.

Подобная обработка результатов может быть выполнена для любых выходных данных (17х, 17у, М, Л', О и т.д.), полученных по результатам численного моделирования.

Обсуждение. Горизонтальные перемещения стены в отношении к глубине котлована (Н) для первой и второй схем расчета не превысил 0,53 % Н. Максимальная величина осадки земной поверхности для первой схемы составила 0,26 % Н, для второй схемы - 0,18 %Н. Консольная схема для данных условий показала большие значения перемещений. Горизонтальные перемещения стены в отношении к глубине котлована для консольной схемы достигли 2,8 % Н. Максимальная величина осадки земной поверхности для третьей схемы составила 1,8 % Н. При этом для глинистых грунтов был обеспечен коэффициент запаса устойчивости не менее 1,3. В песчаных грунтах с консольной схемой и принятыми параметрами стены, а также при значительном увеличении толщины и глубины стены обеспечить устойчивость не удалось.

Устойчивость полузаглубленного сооружения и деформации грунтового массива в его окрестности взаимосвязаны. Чем выше коэффициент устойчивости, тем менее значительные деформации развиваются в грунтовом массиве. По мере снижения коэффициента запаса по устойчивости стен полузаглубленного сооружения, деформации в грунтовом массиве нарастают вплоть до неконтролируемой величины.

Согласно своду правил [0] подрабатываемые территории подразделяют на группы в зависимости от значений деформаций земной поверхности вдоль главной оси мульды сдвижения в соответствии с табл. 5.

Таблица 5

Классификация подрабатываемой территории

Группа территорий Деформации земной поверхности подрабатываемых территорий

относительная горизонтальная деформация 8 , ММ/М наклон /', мм/м радиус кривизны Я, км

I 12> е>8 20> /' >10 1<Я<3

II 8> е>5 10> / >7 Ъ<Я<1

III 5> 8>3 7> 7 >5 1<К<\2

IV 3> 8>0 5> / >0 12<Я<20

Выполненное моделирование показывает, что применение стены в грунте с принятыми условиями строительства относится к наименее опасной IV группе территорий для 1 и 2 вариантов моделирования и II группа для варианта 3. Вместе с тем во всех моделях с котлованом большой глубины наблюдаются значительные деформации поверхности, которые могут негативно повлиять на существующую застройку. В данном документе [0]

не учитываются конструктивные особенности зданий и их техническое состояние. Существуют также территориальные строительные нормы [0], регламентирующие проектирование фундаментов зданий и сооружений в Санкт-Петербурге. Согласно им, устанавливаются предельные значения относительных разностей осадок здания и их предельный крен в зависимости от конструктивной схемы здания, что представляет больший интерес с точки зрения оценки влияния строительства на существующую застройку.

Как уже отмечалось ранее, зона влияния строительства полузаглубленного сооружения распространяется на расстояние около 60-65 м для всех вариантов моделей (см. рис. 1). Причем максимальная величина вертикальных перемещений значительно отличаются (см. табл. 2-4). Кривизна мульды сдвижения также значительно различается. Таким образом, степень воздействия на здания попадающие в зону влияния строительства для разных вариантов моделей будет разной.

Максимальная величина наклона в первом варианте не превышает 2,7 мм/м, во втором варианте - 1,6 мм/м. Для консольной схемы максимальная величина наклона около 9 мм/м наблюдается на расстоянии от 0 до 15 м от ограждения котлована. При большой длине здания такая величина наклона может быть критичной. На расстоянии от 15 м наклон не превышает 1 мм/м, эта зона может считаться условно безопасной. Таким образом, при необходимости возведения котлована в непосредственной близости от существующей застройки в нашем случае необходимо ограждающую стену дополнительно укрепить распорками.

Заключение. Подводя итоги по выполненной работе можно отметить, что применение даже наиболее надежных технологий создания ограждающих конструкций типа «стена в грунте» не позволяет полностью исключить влияние на существующую застройку. Так максимальная величина вертикальных осадок для глубины котлована 19 м достигала 59 мм. Зона влияния строительства распространялась до 60 м (3Н).

Расчетная схема с консольной стеной может быть успешно реализована только при небольшой глубине котлована. Максимальная величина вертикальных осадок для котлована с толщиной стены составила 91 мм. Горизонтальные смещения поверхности достигли 132 мм. Устойчивость стены в глинистых грунтах была обеспечена, а в песчаных грунтах ее обеспечить не удалось.

Применение метода конечных элементов для геомеханического прогноза позволяет получить полную картину формирования напряженно-деформированного состояния конструкций полузаглубленного сооружения и вмещающего грунта. Однако, разработка адекватной численной модели требует определенных навыков и научного подхода, что может быть проблемой для инженерно-технических работников на этапе предварительной разработки проекта. В связи с этим имеет смысл пользоваться для предварительного оперативного построения мульды оседания и инженерным ана-

лизом различных факторов предложенной методикой с использованием аналитических зависимостей. Данный подход отличается быстрой и возможностью проработки различных вариантов, выходящих за пределы ранее разработанных численных моделей. Так при моделировании количество вариантов ограничено, например, в нашем случае рассмотрены три варианта толщины стены 800, 600 и 400 мм. Предложенный подход, основанный на обработке результатов численного моделирования и их аппроксимации, позволяет использовать как промежуточные величины толщины стены 700 мм, 500 мм и т.д., так и применять большее или меньшее их значение.

Таким образом, имеет смысл создавать не только численные модели для конкретных условий, но и создавать аналитические зависимости для проработки различных вариантов строительства. Это даст хороший инструмент инженерам для проектирования.

Исследования выполнены при поддержке гранта Российского Научного Фонда (проект №16-17-00117).

Список литературы

1. Lim P.C., Tan T.S. A Floating-Type braced excavation in soft marine clay. Proc. of Underground Singapore, November, 2003. P. 326-337.

2. Shirlaw J.N., Tan T.S., Wong K.S. Deep excavations in Singapore marine clay. Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Proc. of the 5-th Int. Symposium, Amsterdam. 2005. P. 13-28.

3. Artola J. A solution to the braced excavation collapse in Singapore// M.Eng. Thesis, MIT, 2005. P. 1-86.

4. Karlsrud K. Andresen L. Design of deep excavations in soft clays. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 1. 2007. P. 75-99.

5. Brandi H. The collapse of a deep excavation pit in urban surroundings. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 2. 2007. P. 545-552.

6. Деменков П.А., Куранов А.Д. Определение крутизны откосов котлованов для разных грунтов с учетом дополнительного пригруза // Известия Тульского государственного университета. Сер. Науки о земле. Вып. 1. 2011. С. 262-268.

7. Gue S. S., Tan Y. С. Prevention of failures related to Geotechnical Works on Soft Ground. In Special Lecture, Malaysian Geotechnical Conference. 2004. P. 16-18.

8. Brandi H. The collapse of a deep excavation pit in urban surroundings. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 2. 2007. P. 545-552.

9. Crumley A.R. Influence of subsurface details on braced excavations in Puerto Rico. Website paper. 1998. P. 1-14.

10. Protosenya A.G., Karasev M.A. Разработка численной модели прогноза деформаций грунтового массива при строительстве полузаглубленного сооружения в программном комплексе ABAQUS. (Development of numerical model of ground massif deformations prediction during the construction of semideep-ened structure in the program complex ABAQUS) // ОФМГ, №2-2014. C. 2-6. (Soil Mechanics and Foundation Engineering. № 2. 2014. C. 2-6).

11. Maffei C.E.M., Da Silva Guerra, E., Leonardo Leite, R.L. Case history of a ruptured multitied-back retaining wall. Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Proc. of the Int. Symposium, London, 1996. P. 161-166.

12. Clough G.W., O'Rourke T.D. Cunstruction-induced meovements of in-situ walls. Design and performance of earth retaining structures. ASCE special publication. №25. 1990. P. 439-470.

13. Ou C.Y., Yang L.L. Ground movement induced by the construction of diaphragm wall. Geotechnical Research Report № GT200005. Department of construction engineering. National Taiwan University of Science and Technology. Taipei. Taiwan. R.O.C., 2000.

14. Протосеня А.Г., До Нгок Тхай. Прогноз осадок земной поверхности при строительстве метрополитена проходческими комплексами с пригрузом забоя // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. 2016. № 1.С. 31-34.

15. Протосеня А.Г., Вербило П.Э. Изучение прочности на сжатие трещиноватого горного массива // Записки Горного института. 2017. Т. 223.С. 51-57.

16. Protosenya A.G., Karasev М.А., Petrov D.N. Investigating mechanical properties of argillaceous grounds in order to improve safety of development of megalopolis underground space // International Journal of Applied Engineering Research / Research India Publications. 2016 Vol. 11 Issue 16, P. 8949-8956.

17. Peck R.B. Deep excavation and tunneling in soft ground. Proceedings of the 7th international conference on soil mechanics and foundation engineering. Mexico City. State of the art Volume, 1969. P. 225-290.

18. Moormann, C. (2004). "Analysis of wall and ground movements due to deep excavations in soft soil based on a new worldwide database." Soils Found. 44(1). P. 87-98.

19. СП 21.13330.2012 «Здания и сооружения на подрабатываемых территориях и просадочных грунтах». 2012.

20. ТСН 50-302-2004 «Проектирование фундаментов зданий и сооружений в Санкт-Петербурге». 2004.

Деменков Пётр Алексеевич, д-р техн. наук, доц., проф., dem-petr(a)ya.ги, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,

Беляков Никита Андреевну, канд. техн. наук, doif., nike-bel(a),yandex.ги, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,

Очкуров Валерий Иванович, канд. техн. наук, doif., och.valerij2010(a),ya.ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет

FORECASTING A INFLUENCE SAFE ZONE WHEN BUILD SEMI-EMBEDDED UNDERGROUND STRUCTURES ON THE ENVIRONMENT

P.A. Demenkov, N.A. Belakov, V.A. Ochkurov,

Presents the results of numerical simulation of the construction of a semi- embedded structure under the protection of "walls in the ground". Models changed the properties of soils and the rigidity of the "wall in the ground". This made it possible to reveal the regularities of the change in the stress-strain state from the thickness of the wall and the physic-mechanical properties of the soils. Based on the results of the research, the troughs of surface subsidence were constructed during the construction of the excavation, the bending moment diagrams, and the transverse and longitudinal forces arising in the wall. The zones of influence of the under-construction under construction were allocated to the existing building. According to the graphs of vertical displacements of the earth's surface, trend lines are constructed and analytical dependencies are obtained.

Key words: foundation pits, subsidence, wall in the ground, displacements, clayey soils, semi-embedded underground structures, finite element method.

Demenkov Petr Alexeevich, Doctor of Technical Sciences, Professor dem-petr (ciya.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University,

Belakov Nikita Andreevich, Candidate of Technical Sciences, Docent, тке-ЬеЩ, yandex.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining Universit,

Ochkurov Valeryi Ivanovich, Candidate of Technical Sciences, Docent, och.valerii 2010(a),ya.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University

Reference

1. Lim P.C., Tan T.S. A Floating-Type braced excavation in soft marine clay. Proc. of Underground Singapore, November, 2003. R. 326-337.

2. Shirlaw J.N., Tan T.S., Wong K.S. Deep excavations in Singapore marine clay. Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Proc. of the 5-th Int. Symposium, Amsterdam. 2005. R. 13-28.

3. Artola J. A solution to the braced excavation collapse in Singapore// M.Eng. Thesis, MIT, 2005. R. 1-86.

4. Karlsrud K. Andresen L. Design of deep excavations in soft clays. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 1. 2007. RR. 75-99.

5. Brandl H. The collapse of a deep excavation pit in urban surroundings. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 2. 2007. R. 545-552.

6. Demenkov P.A., Kuranov A.D. Opredelenie krutizny otkosov kotlovanov dlja raznyh gruntov s uchetom dopolnitel'nogo prigruza // Izvestija Tul'skogo gosudarstvennogo universiteta. Ser. Nauki o zemle. Vyp. 1. 2011. S. 262-268.

7. Gue S. S., Tan Y. C. Prevention of failures related to Geotechnical Works on Soft Ground. In Special Lecture, Malaysian Geotechnical Conference. 2004. R. 16-18.

8. Brandl H. The collapse of a deep excavation pit in urban surroundings. Proc. of the 14-th European Conference on SMGE, Madrid. Vol. 2. 2007. R. 545-552.

9. Crumley A.R. Influence of subsurface details on braced excavations in Puerto Rico. Website paper. 1998. R. 1-14.

10. Protosenya A.G., Karasev M.A. Razrabotka chislennoj modeli prognoza defor-macij gruntovogo massiva pri stroitel'stve poluzaglub-lennogo sooruzhenija v programmnom komplekse ABAQUS. (Development of numerical model of ground massif deformations prediction during the construction of semideep-ened structure in the program complex ABAQUS) // OFMG, №2-2014. S. 2-6. (Soil Mechanics and Foundation Engineering. № 2. 2014. S. 2-6).

11. Maffei C.E.M., Da Silva Guerra, E., Leonardo Leite, R.L. Case his-tory of a ruptured multitied-back retaining wall. Geotechnical Aspects of Un-derground Construction in Soft Ground. Proc. of the Int. Symposium, London, 1996. R. 161-166.

12. Clough G.W., O'Rourke T.D. Cunstruction-induced meovements of in-situ walls. Design and performance of earth retaining structures. ASCE special publication. №25. 1990. R. 439-470.

13. Ou C.Y., Yang L.L. Ground movement induced by the construction of diaphragm wall. Geotechnical Research Report № GT200005. Department of construction engineering. National Taiwan University of Science and Technology. Taipei. Taiwan. R.O.C., 2000.

14. Protosenja A.G., Do Ngok Thaj. Prognoz osadok zemnoj poverhnosti pri stroitel'stve metropolitena prohodcheskimi kompleksami s prigruzom zaboja // Izvestija vys-shih uchebnyh zavedenij. Gornyj zhurnal. 2016. № 1. S. 31-34.

15. Protosenja A.G., Verbilo P.Je. Izuchenie prochnosti na szhatie treshhinovatogo gornogo massiva//Zapiski Gornogo instituta. 2017. T. 223. S. 51-57.

16. Protosenya A.G., Karasev M.A., Petrov D.N. Investigating mechanical properties of argillaceous grounds in order to improve safety of development of megalopolis underground space // International Journal of Applied Engineering Research / Research India Publications. 2016 Vol. 11 Issue 16, R. 8949-8956.

17. Peck R.B. Deep excavation and tunneling in soft ground. Proceed-ings of the 7th international conference on soil mechanics and foundation engi-neering. Mexico City. State of the art Volume, 1969. R. 225-290.

18. Moormann, C. (2004). "Analysis of wall and ground movements due to deep excavations in soft soil based on a new worldwide database." Soils Found. 44(1). R. 87-98.

19. SP 21.13330.2012 «Zdanija i sooruzhenija na podrabatyvaemyh territorijah i prosadochnyh gruntah». 2012.

20. TSN 50-302-2004 «Proektirovanie fundamentov zdanij i so-oruzhenij v Sankt-Peterburge». 2004.