Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние проблемы
1.1. Современные методы строительства насыпей на водонасыщенных основаниях 10
1.2. Современные методы оценки кратковременной и длительной устойчивости водонасыщенных оснований насыпей 20
1.3. Современные методы оценки НДС водонасыщенных оснований, в том числе на основе теории консолидации 25
1.4. Современные модели скелета водонасыщенной грунтовой среды для решения задач для оценки НДС численными методами 30
1.5.0сновные выводы по главе. Цель и задачи исследований 40
2. Теоретические основы прогноза НДС водонасыщенных оснований насыпей
2.1. НДС грунта в элементарном объеме 42
2.2 Выбор расчетной модели скелета грунта и соответствующие уравнения состояния 44
2.3. Уравнения состояния поровой воды с учетом содержания газов. Начальный коэффициент порового давления 52
2.4. Уравнения теории фильтрационной консолидации не полностью водонасыщенного грунта в условиях плоской задачи, в том числе при фильтрационной анизотропии 58
3. Экспериментально - теоретические основы количественной оценки НДС водонасыщенного грунта основания насыпей
3.1 Постановка задачи по оценке НДС водонасыщенного основания насыпи с учетом их взаимодействия и поэтапности возведения насыпи 63
3.2. Основные параметры грунта для оценки НДС водонасыщенных оснований в условиях естественного залегания на основании экспериментальных данных 66
3.3. Начальное НДС водонасыщенного грунта после приложения нагрузки 76
3.4. НДС водонасыщенного грунта во времени с учетом и без учета ползучести скелета, а также скорости возведения насыпи 80
3.5. Принципы оценки устойчивости водонасыщенных оснований насыпей на основе численных расчетов 85
4. Напряженно деформированное состояние водонасыщенного основания насыпей на основе решения теории упругости
4.1. Основные положения и основные уравнения. Постановка задачи, начальные и граничные условия 90
4.2. Выбор функции напряжения для рассматриваемой задачи 94
4.3 Решение плоской задачи консолидации с учетом линейной фильтрационной консолидации при фильтрационной анизотропии 97
4.4. Расчет начального, промежуточного и стабилизированного НДС водонасыщенных оснований при действии полосовой нагрузки по результатам полученных решений 103
5. Результаты расчетов НДС водонасыщенного основания насыпей на основе модели слабого грунта типа Cam clay и их анализ
5.1. Решение плоской задачи консолидации методом конечных элементов на основе модели слабого грунта типа Cam Clay при фильтрационной анизотропии 116
5.2. Анализ НДС водонасыщенных оснований насыпей 119
5.3. Анализ НДС водонасыщенных оснований при использовании армированных элементов 140
5.4. Анализ НДС водонасыщенных оснований при различных скоростях возведения насыпей и выбор оптимального режима 145
5.5. Рекомендации для использования результатов исследований в инженерной практике 148
Основные выводы по диссертации 152
- Современные методы оценки НДС водонасыщенных оснований, в том числе на основе теории консолидации
- Уравнения состояния поровой воды с учетом содержания газов. Начальный коэффициент порового давления
- Основные параметры грунта для оценки НДС водонасыщенных оснований в условиях естественного залегания на основании экспериментальных данных
- Анализ НДС водонасыщенных оснований насыпей
Введение к работе
Актуальность темы. Проблема количественной оценки длительной устойчивости водонасыщенных глинистых оснований насыпей в настоящее время является актуальной для Вьетнама, а также для других стран, где в качестве оснований насыпей и дамб используются водонасыщенные глинистые грунты.
Насыпи играют главную роль в строительстве инфраструктуры, особенно в условиях слабых вонасыщенных грунтов, где абсолютные отметки естественной поверхности земли близки к уровню моря. Во Вьетнаме в городе Хошимин и различных районах Меконгской дельты ежегодно бывает наводнение 1 - 2м выше естественной поверхности земли (Рис. 1). Для безопасности жителей этого района необходимо построить участки типа дамб высотой около 3- метров, представляющие собой насыпные сооружения. На этих участках, соединяющихся дорогами, будут общественные сооружения: больницы, школы, администрации, легкие здания и.т.д. Их устойчивость должна быть обеспечена в течение длительного времени. Однако известно, что многочисленные насыпные сооружения теряют свою устойчивость в течение некоторого времени после строительства. Основной причиной потери устойчивости является нестабилизованное напряженно деформированное состояние (НДС) грунтовых оснований во времени.
В связи с ростом существующие города также вынуждены строить на соседних, ранее заболоченных территориях. В настоящее время вокруг больших городов на юге Вьетнама развиваются многочисленные индустриальные зоны, инфраструктура которых базируется на строительных объектах, возводимых на основаниях слабых водонасыщенных грунтов. Таким образом, в последние годы произошел значительный перелом в отношении использования территорий, покрытых слабыми водонасыщенными грунтами для строительства различных сооружений и инфрастуктуры. Разработка и научное обоснование методов строительства на этих территориях - одна из главных задач современного фундаментостроения Вьетнама. В этой работе рассматривается проблема количественной оценки устойчивости и деформации оснований насыпей, которые играют главную роль при строительстве инфрастуктуры среди разнообразных видов сооружений.
Цель диссертационной работы. Настоящая работа ставит целью разработки метода количественной оценки напряженно - деформированного состояния (НДС) слабых водонасыщенных оснований, взаимодействующих с насыпями в рамках плоской задачи механики грунтов, необходимой для прогнозирования вертикальных и горизонтальных смещений насыпи, а также кратковременной и длительной устойчивости водонасыщенного основания. Для этого, изучены физико-механические свойства слабых водонасыщенных глинистых грунтов, распространенных на территории города Хошимина и других районов Меконгской дельты (ambQrv, mabQiv). Для конкретных расчетов в лабораторных условиях определены параметры длительной прочности и деформируемости глинистого грунта на приборах компрессионного, трехосного сжатия, а также плоскостного среза. Эти параметры используются для расчетов НДС во время и после возведения насыпи, а также во время их эксплуатации.
Основные задачи исследований. Для достижения поставленной цели были решены следующие основные задачи:
1. Анализ современного состояния проблемы возведения насыпей на слабых водонасыщенных основаниях
2. Обоснование теоретических основ прогноза НДС слабых водонасыщенных оснований насыпей.
3. Выбор расчетной модели слабого грунтового основания для оценки его с целью обеспечения нормальных условий эксплуатации насыпей.
4. Определить расчетные параметры грунтов на основе специального комплекса лабораторных испытаний.
5. Обоснованы принципы оценки устойчивости слабых водонасыщенных оснований насыпей, в том числе на основе численных расчетов НДС.
6. Задача о НДС слабого водонасыщенного основания в начальном, конечном и нестабилизированном состояниях с учетом сжимаемости поровой воды.
7. Постановка и решение методом конечных элементов задачи НДС с целью оценки устойчивости и деформаций слабых оснований насыпей.
8. Разработка и обоснование рекомендаций для использования результатов исследований в инженерной практике.
Научная новизна работы заключается в следующем:
1. Установлена закономерность изменения начального коэффициента порового давления и избыточного порового давления по глубине массива слабых водонасыщенных грунтов, зависящих от степени водонасыщения. Показано, что начальное распределение избыточного порового давления в основании с учетом сжимаемости поровой воды существенно зависит от физико - механических свойств, от уровня грунтовых вод и от суммы главных напряжений.
2. Предложено решение плоской задачи по количественной оценке НДС слоя грунта, ограниченной ширины под действием нагрузки, распределенной по закону трапеции.
3. Предложена методика расчета начальной и конечной осадки слабого водонасыщенного основания в виде слоя с учетом расчетных параметров грунтов оснований, определенных по результатам лабораторных испытаний.
4. Показано, что скорость развития осадки во времени неодинакова по всей площадке насыпи и это может привести к значительной неравномерности смещений сооружений, расположенных на насыпи.
5. Показано, что наиболее опасная ситуация при строительстве насыпей на слабых водонасыщенных грунтах достигает после возведения насыпей за определенный период времени, когда коэффициент запаса прочности основания грунта уменьшается под краями насыпей.
Практическое значение работы. Полученные в диссертационной работе результаты исследований позволяют:
- Повысить надежность и достоверность количественной оценки устойчивости и деформации оснований насыпей, возводимых на слабых водонасыщенных грунтах большой мощностью.
- Учитывая разность осадок поверхности насыпи и их скорость развития во времени, уменьшить объем работ и связанную с этим стоимость,.
Разработать экономические эффективные конструкции насыпей и технологию их возведения.
Реализация работы. Результаты выполненных работ будут использованы в практике НИР кафедры МГрОиФ МГСУ, а также автором диссертационной работы в своей научной и практической деятельности во Вьетнаме.
На защиту выносятся:
1. Результаты экспериментальных исследований по изучению физико-механических свойств слабых водонасыщенных глинистых грунтов.
2. Результаты теоретических исследований и расчетов НДС водонасыщенного глинистого основания в виде слоя ограниченной ширины в начальном, промежуточном и конечном состояниях.
3. Результаты расчетов НДС на основе модели слабого грунта типа Cam clay методом конечных элементов и их анализ.
Диссертационная работа выполнена на кафедре механики грунтов, оснований и фундаментов МГСУ в период обучения в аспирантуре в 2002 -2005 годах.
Автор искренно благодарит научного руководителя, заслуженного деятеля науки РФ, профессора, доктора технических наук, З.Г. Тер-Мартиросяна за постоянное внимание и большую помощь при выполнении настоящей диссертационной работы.
Современные методы оценки НДС водонасыщенных оснований, в том числе на основе теории консолидации
При проектировании сооружений, возводимых на слабых глинистых грунтах, должны учитываться такие особенности этих грунтов, как малая несущая способность, существенная сжимаемость и как следствие зависимость водопроницаемости от уплотнения. Слабые водонасыщенные грунты характеризуются полной водонасыщенностью, значительным начальным коэффициентом пористости и большой сжимаемостью. Протекание осадки во времени, сроки стабилизации, и характер рассеивания порового давления при консолидации существенно зависят от приложенной уплотняющей нагрузки и определяют НДС массива грунтов оснований. В связи с этим необходимо учитывать процессы консолидации при оценке НДС водонасыщенных оснований. В настоящее время при изучении процесса консолидации грунтов основываются на трех главных теориях: теории фильтрационной консолидации Терцаги - Герсеванова, теории объемных сил Флорина - Био и теория консолидации, учитывающая реологические свойства грунтов. Впервые одномерная задача фильтрационной консолидации слоя водонасыщенного глинистого грунта, в порах которого жидкость рассматривалась как несжимаемая, решена Терцаги К. [71]. В этой задаче предполагается, что деформация скелета грунта и фильтрация воды из пор могут развиваться в одном направлении. Эти допущения базируются на результатах испытаний в одометрах, и используются непосредственно в теоретической модели процесса консолидации. Данная теория является основным методом при прогнозе осадок оснований сооружений, возводимых на водонасыщенных грунтах. Дальнейшее развитие и совершенствование теории фильтрационной консолидации были получены в трудах других учёных В.А. Флорина, Н.Н. Маслова [45, 78]. В настоящее время эта теория со своей простотой нашла широкое применение в практике расчетов оснований сооружений. На основании этой теории другие исследователи рассмотрели осесимметричную трёхмерную задачу теории фильтрационной консолидации для случая радиальной фильтрации [2, 94, 103].
Далее, в работах, Н.А. Цытовича [83], Ю.К. Зарецкого [31], З.Г. Тер-Мартиросяна [62], М.Ю. Абелева [1] и др. эта теория развивалась для ряда случаев, учитывающих нелинейность и ползучесть грунта. В теории одномерной фильтрационной консолидации Терцаги -Герсеванова принимается, что в начальный момент времени эффективные напряжения равны нулю и внешняя нагрузка передается на поровую воду, т.е. начальная осадка равна нулю. На практике это не соответствует действительности. По данным исследований [30, 63, 80, 82, 85] Н.А Цытович, Ю.К. Зарецкий, З.Г. Тер-Мартиросян и др. показали, что в начальный момент времени поровое давление не равно тотальному напряжению, а уплотняющая нагрузка передается частично на поровую воду и на скелет. Экстремальное значение порового давления зависит от толщины уплотняемого слоя и достигает через определенное время после приложения нагрузки. Следовательно, для условий двухмерного и трехмерного напряженного состояния прнцип эффективных напряжений Терцаги требует совершенствование.
В 1938г. В.А. Флорин [32, 78] сформулировал общую постановку пространственной задачи фильтрационной консолидации. По этой теории процесс консолидации грунта сопровождается возникновением сил взаимодействия между двумя фазами грунта - грунтовым скелетом и поровой водой в виде объемных сил, которые определяются возникающими давлениями в поровой жидкости. Позднее аналогичную теорию для случая трехмерной задачи предложил М. Био. В работах Био приводятся общая постановка, основная система уравнений и некоторые частные решения. На основании этой теории в настоящее время составляют многочисленные вычислительные программы методом конечных элементов и другими численными методами. В наиболее общем виде уравнения трехмерной консолидации приведены в работах Н.А. Цытовича, З.Г. Тер-Мартиросяна [83], Ю.К. Зарецкого [28, 31], А.Л. Гольдина, Л.Н. Рассказова [16] и др.
Модель объемных сил Флорина - Био представляется более общей по сравнению с теорией фильтрационной консолидации Терцаги-Герсеванова. В этой теории вводятся два инвариантных закона деформирования. Теория объемных сил предполагает, что в процессе консолидации возникают силы взаимодействия между фазами грунта - скелетом и водой - в виде объемных сил за счет возникающих давлений в воде. Связь между напряжениями в скелете грунта и его деформациями описывается зависимостями линейной теории упругости, а взаимодействие фаз представлено воздействием воды на скелет грунта в виде объемных сил. Теория объемных сил справедлива для линейно-деформируемого скелета, линейной проницаемости грунтов, содержащих в порах сжимаемую воду. В теории объемных сил, так же как и в теории фильтрационной консолидации, изменение соотношения фаз в единице объема определяется законом фильтрации воды, а также условиям неразрывности твердой и жидкой фаз в единице объема. В теории объемных сил перемещения и поровое давление вместе входят в систему линейно-дифференциальных уравнений. Здесь принцип эффективных напряжений не использован. В этой теории имеются определенные недостатки, заключающиеся в том, что зависимости напряжения и деформации, а также проницаемости принимались ими линейными. Теория Флорина-Био в последнее время получила широкое применение с помощью вычислительных программ.
Известно, что в основу теории консолидации грунтов К. Терцаги была положена простейшая расчетная модель двухфазного грунта с упругим скелетом и абсолютно несжимаемой жидкостью в порах. Поэтому в многофазных грунтах следует рассмотреть более общую модель грунта, состоящую из упруговязкого скелета и сжимаемой газосодержащей поровой жидкости. В современных теориях консолидации допускается, что в процессе консолидации справедливы принципы эффективных напряжений Терцаги, ламинарной фильтрации Дарси, сжимаемой жидкости и наследственной ползучести скелета.
Уравнения состояния поровой воды с учетом содержания газов. Начальный коэффициент порового давления
В условиях естественного залегания водонасыщенные грунты содержат в порах определенное количество защемленного и растворенного воздуха. Наличие в водонасыщенном грунте защемленного и растворенного воздуха оказывает существенное влияние на формирование НДС и на характер и скорость -53-процесса уплотнения грунтов. Рассмотрим уравнение состояния поровой воды с учетом сжимаемости смеси поровой воды и газа. Общая концепция коэффициента относительно объемной сжимаемости 1 dV т = . V du где: V - объем смеси газа и воды в зависимости от давления и Для газо-водной смеси: V = Vg+ Vw где: Vg - объем свободного газа Vw - объем воды Если давление в воде uw меняется, то Vg меняется, a Vw остается постоянным, т.е. имеем: duw duw Бишоп в 1950г. и Скемптон в 1954г. предлагают понятие коэффициента относительно объемной сжимаемости воды: 1 dVg ю„ = — 8tW V +V du З.Г Тер-Мартиросян [62, 63] представляет защемленные пузырьки газов в поровой воде и заполняющую поры грунта воду с растворенным в ней воздухом как один компонент грунта, обладающий сжимаемостью. Этой проблеме также посвящены работы И.Е.Счуурмака, Бишопа, Скемптона и др. В грунте при водонасыщении около 85% и более газы существуют в виде пузырьков, размер которых меньше размера пустот. За счет силы поверхностного натяжения q=74.10"6 Кг/см давления в газе и в воде различаются друг от друга. Рассмотрим равновесие полусферы воздуха диаметром г (рис. 2.3.1), тогда имеем: Исходя из законов Бойля (u.V = const) и Генри (Vg = H.VW), где: Vg;W -объем растворимых газов; Н - коэффициент растворимости Генри, при температуре 20С, Н = 0,02, имеем: (Ve+Vg w)ug= (Vg0+Vg,w)ug0 (2.3.2) Обозначим число пузырьков в газо-водной смеси через N, имеем: Вследствие этого, получим: о Г Гу \ go KV ; С учетом уравнения (2.3.1) можно определить давления в воде в виде: 2а 2а go KVsJ (2.3.3) -55- u = и — wo go 2q (2.3.4) Исходя из (2.3.2), (2.3.3) и (2.3.4), имеем: 2q и V +V g g,w V +v go g,w и + wo go u. «w + 2q(Vgo_r3 KV J (2.3.5) Решая (2.3.5), найдем: и — w V +V go pg Vi+VnV U. go KV J 2q) 2q(v. У о J (2.3.6) При определении mg;W необходимо определить duw K g,Xo + 2q 1 fO3 v y (Yg+VgJ 3re / Таким образом, по концепции коэффициента относительной сжимаемости, получим: т„... = 8 w V +V g У/ K+Yg go , 2q 1 (rt+V„f 3roVg go KV J (2.3.7) Несмотря на различие давлений ug и uw, Бишоп и Скемптон предлагают, что, пренебрегая q можно представить уравнение (2.3.7) в виде: mg,» = Vgo + VAVgo + Vg!W)ug Исполнив уравнение (2.3.5), получим: V +V и go g,w "go m„„, = T (2.3.8) g w V +V и r go r VI ug В предположении, что Sr - начальная степень водонасыщения грунта V0- начальный объем грунта п0 - начальная пористость " о Ug0 P = Ug Получим, что: Начальный объем газов: Vg0=n0v0(l-Sr) Объем воды: Vw=n0V0Sr Объем растворимых газов: Vp g=n0VoSrH Уравнение (2.3.8) будет переписан в виде: «,.„=(1-S,+Sr#) - (2.3.9) Зависимость (2.3.9) позволяет определить коэффициент относительной сжимаемости поровой воды для любого интервала давлений в газовых пузырьках и в поровой воде. Для практики при расчете порового давления целесообразно иметь коэффициент относительной сжимаемости поровой воды, зависящий от начальной степени водонасыщения Sr и начального атмосферного давления Ра.- Формула (2.3.9) принимает вид: 1-Sr(l-H) g,w атм где: Augw - приращение от начального атмосферного давления -57-Очевидно, что коэффициент сжимаемости поровой воды нелинейно зависит от давления и, следовательно, учет нелинейной сжимаемости поровой жидкости вызывает значительное затруднение. Для удобства расчетов порового давления целесообразно иметь значение коэффициента относительной сжимаемости поровой воды, определенное при значениях приращений порового давления от минимального, т.е. Awgw= 0, до максимального возможного, равного внешней нагрузке Augw= Q. Тогда на основании (2.3.10) получим: 1-ЯД1-Я) т = (\ 1 (2.3.11) + кро Q+P0j где: минимальное поровое давление Р0 = Ратм + Yw-z Уравнение состояния для водонасыщенного грунта в целом связано с оценкой НДС массива грунта в начальной стадии консолидации. Введя понятия приведенного модуля объемного сжатия, объемная деформация скелета связана с объемной деформацией порового воды зависимостью вида [63]: esk nsw (2.3.12) а оу _ uw Полагая, что: кй= —; к j T , w j7 и а = г +и, получим: K-red sk -w Kred=Ksk+ (2.3.13) n где: Kred- приведенный коэффициент сжимаемости грунта red приведенная объемная деформация грунта sk, w- объемная деформация скелета грунта и поровой воды KSk, Kw - коэффициент объемной сжимаемости скелета фунта и 3 поровои воды, здесь: Kw = Из совместного решения зависимостей (2.3.12) и (2.3.13) следует, что: 1 или: uwo = p- = Po 1 + /7 где: Po- коэффициент начального порового давления, причем:
Основные параметры грунта для оценки НДС водонасыщенных оснований в условиях естественного залегания на основании экспериментальных данных
В районе Меконгской дельты верхние слои оснований в основном представлены глинистыми водонасыщенными грунтами текучего состояния, обладающими низкой несущей способностью и большой объемной сжимаемостью. Коэффициент пористости этих грунтов превышает 1,5 до 3,0. Поэтому при изучении их свойств чаще всего требуются специальные методы исследований в полевых и лабораторных условиях. Для количественной оценки НДС оснований насыпей и их устойчивости необходимо определить соответственные физико-механические свойства грунтов в зависимости от выбранной модели грунта. С этой целью проведены автором настоящей диссертационной работы лабораторные испытания, результаты которых также были опубликованы в работах [95, 96, 124]. Типичные физико-механические характеристики слабых глинистых грунтов в этом районе представлены следующим образом (число образцов -110): Влажность W: 77,15% Объемная масса р: 1,55 г/см3 Объемная масса сухого грунта р : 0,87 г/см3 Объемная масса твердых частиц ps: 2,64 г/см3 Коэффициент пористости: 2,03-67-Коэффициент водонасыщенности: 100% Показатель текучести IL: 1,33 Сцепление: 0,06 Кг/см2 Угол внутреннего трения: (р: 4 Коэффициент сжимаемости Шо(і-2 Кг/см2): 0,162 см2/Кг Для расчета НДС оснований требуется вводить деформационные и прочностные параметры грунта.
Определение деформационных параметров. Для определения деформационных параметров проведены компрессионные опыты на приборе одометра или трехосного сжатия. В результате испытаний получены индекс компрессии Сс и индекс разгрузки Cs (рис. 3.2.1). Для расчета на основе модели слабого грунта типа Cam clay требуются модифицированные параметры X и к , являющиеся отношениями объемных деформаций к натуральному логарифму компрессионных напряжений. Эти параметры могут быть определены по формулам: А = — (3.2.1) 2,3-(1 + е) к 1,3.1 .- - (3.2.2) l + vur 1 + е где: е - коэффициент пористости Vur - коэффициент Пуассона абсолютно упругого материала (грунта при разгрузке) Для прогноза деформации основания во времени необходимо определить коэффициент консолидации или коэффициент фильтрации. Коэффициент консолидации глинистых водонасыщенных грунтов обычно определяется методом Касагранде, который позволяет получить более приемлемые результаты: с. 0,197 -h2 50 (см/сек. или м /сут.) (3.2.3) где: h - длина пути фильтрации t5o - время при достижении 50% степени консолидации, определенное графиком (рис. 3.2.2). где: av - коэффициент сжимаемости: av = - ——- 2 еср - средний коэффициент пористости Определение прочностных параметров в дренированном режиме. С целью снижения стоимости и сокращения времени испытаний рекомендуется автором настоящей работы определить прочностные параметры грунта методом плоскостного среза. Результаты испытаний в дренированном режиме дают приемлемые как результаты испытаний в условиях трехосного сжатия [97, 98, 126].
Образцы предварительно уплотняются. Результаты предварительного уплотнения иллюстрируются на рис. 3.2.3 в виде зависимости деформаций от квадратного корня времени, на основании которой можно определить Л// или tioo- Предусмотренное время до разрушения образца при испытаниях плоскостного среза может быть рассчитано по формуле: tf =12,7.t10o (мин.) (3.2.5) С учетом времени до разрушения можно определить скорость среза, т.е. скорость относительного смещения верхней и нижней обойм: df=— (3.2.6) h где: d - предусмотренное относительное смещение обойм до разрушения образца грунта Для слабых водонасыщенных глинистых грунтов df обычно получается в пределах 0,002 до 0,01 мм/мин. Время проведения опытов, выраженное в виде скорости среза или скорости девиаторного нагружения при испытаниях в условиях трехосного сжатия, рассчитано в зависимости от коэффициента фильтрации самих испытанных образцов грунта, т.е. от времени совершения первичной консолидации tioo- При исследованиях прочностных характеристик водонасыщенных грунтов в условиях трехосного сжатия величина t100 также определяется по данным предварительного уплотнения. С учетом длины пути фильтрации и фильтрационных свойств грунтов рекомендуется автором настоящей работы использовать метод «log t» для определения tioo- Здесь необходимо подчеркнуть, что метод y[t рекомендуется как единственный метод в нормах многих строительных организаций. Время нагружения образца определяется по формуле: tf = F.tioo (мин.) (3.2.7) где: F - коэффициент, зависимый от условий дренирования и режима опыта. В консолидированном недренированном режиме с измерением порового давления F = 2,1, а в консолидированном дренированном режиме F = 8,5 [102]. Скорость нагружения определяется по формуле: df= b. (мм/мин.) (3.2.8) Ч где: Lc - высота образца после предварительного уплотнения. -71-8f- предусмотренная осевая деформация до разрушения образца
Анализ НДС водонасыщенных оснований насыпей
Для оценки устойчивости водонасыщенных оснований насыпей в первую очередь необходимо рассмотреть их НДС без армирования и учета режима возведения насыпи. Насыпь высотой Зм, шириной 2а=40м с уклоном 1:3,33, представленная мелкозернистыми песками местами супесями, расположена на водонасыщенных слабых глинистых грунтах (рис. 4.1.1). Анализируя существующие расчетные модели оснований грунтов, предполагается, что наиболее реально отвечает физике явления расчетная модель, позволяющая учитывать ограниченность области деформирования, как по глубине, так и по ширине. В качестве такой ограниченной области была выбрана расчетная активная зона в виде прямоугольника для плоской задачи, глубина которого равна мощности сжимаемого слоя (20м) и полуширина 1 равна 1,5 х 2Ь, т.е. расстояние с края насыпи до расчетной ограниченной границы равно ширине подошвы насыпи. Граничные условия в этом случае заключаются следующим образом: При z = ho: и = 0; v = 0. -120-При х = 1: u = 0. При оценке устойчивости водонасыщенных оснований насыпей рассмотрим их НДС с учетом его изменения во времени при различных формах. Как отмечено во второй главе модель слабого грунта типа Cam-clay была выбрана для расчета. Расчеты выполнены на программе Plaxis 7.2 для плоской задачи. Параметры грунтов, входящие в математическую расчетную формулировку, были определены автором этой работы в лабораторных условиях: Грунт основания: пылеватые глины текучего состояния: - Удельный вес: у = 15,75 КН/м3 - Начальный коэффициент пористости: е0 = 2,052 - Сцепление: с = 5 КПа -
Угол внутреннего трения: ф = 2424 С - Индекс компрессии: Я = -— = 0,081 2,3(1 + еа) - Индекс разгрузки: к =0,014 - Коэффициент вертикальной фильтрации: k2 = 4,32.106 м/сут. - Коэффициент горизонтальной фильтрации: кх = 8,64.10-6 м/сут. Насыпные грунты: мелкие пески рыхлого до среднеплотного состояния местами супеси. - Удельный вес (выше уровня грунтовых вод): у = 17 КН/м3 - Сцепление: с = 2 КПа - Угол внутреннего трения: (р = 28 - Индекс компрессии: А = 0,056; Индекс разгрузки: к = 0,0008 - Коэффициент вертикальной фильтрации: kz = 1 м/сут. - Коэффициент горизонтальной фильтрации: кх = 1 м/сут. Уровень грунтовых вод на естественной поверхности. Результаты расчета НДС основания в начальный момент времени после возведения насыпи приведены нарис. 5.2.1, 5.2.2 и 5.2.2. На рис. 5.2.2 и 5.2.3 видно, что осадка насыпи обусловлена не только деформациями одномерного уплотнения грунтов, но также и деформациями формоизменения. Поэтому начальная осадка поверхности насыпи не равна нулю для плоской задачи.
В связи с этим величина осадки у края насыпи больше, чем в центре на начальный период времени. Грунты основания под краями насыпи на этот период в основном перемещаются в горизонтальном направлении. На рис. 5.2.4, 5.2.5, 5.2.6 представлены изолинии и вектор общих перемещений в различные моменты времени. Отсюда видно, что скорость развития осадки во времени в этом случае неодинакова по всей площадке насыпи. Это может привести к значительной неравномерности смещений сооружений, расположенных на насыпи. Кроме того, скорость развития осадки во времени меняется по всей площадке насыпи. На рис. 5.2.7 представлены вертикальные и горизонтальные перемещения грунта основания в начальный момент времени и после стабилизации. Отсюда видно, что горизонтальные перемещения грунта основания ниже глубины Зм почти не зависят от времени, а близко к поверхности земли грунт сильно перемещается в горизонтальном направлении. Для количественной оценки неравномерности перемещений были построены кривые общих перемещений различных точек поверхности насыпи во времени (рис. 5.2.8). В первые моменты времени величина общих перемещений у края больше, чем в центре. В некоторые промежутки времени скорость развития перемещения у края оказалась больше, чем в центре. Как отмечено во главе 3, до глубины 12м величина коэффициента переуплотнения слабого грунта данного района OCR= 1,5-2,5.
Расчеты на основе модели слабого грунта типа Cam clay, учитывающей значение переуплотненного напряжения в определяющих уравнениях, показали, что деформация основания переуплотненного грунта меньше деформации основания грунта нормального уплотнения. В первом случае с учетом значения OCR=l,5-2,5 до глубины 12м стабилизованная осадка в центре колебается в пределах 0,9-1,2м по сравнению с 1,6м при OCR=l. За счет расширения предела упругой деформации и вместе с тем осадка за счет пластической деформации уменьшается. Кроме того, разность осадок различных точек также сокращается по мере увеличения коэффициента переуплотнения OCR (рис. 5.2.9, 5.2.10). В связи с этим учет коэффициента переуплотнения позволяет обеспечить нормальные условия эксплуатации насыных сооружений. Для оценки запаса устойчивости были построены изолинии коэффициента запаса прочности г„ в различные моменты времени (рис. 5.2.11, 5.2.12). Рассмотрим зоны, ограниченные изолиниями гн = 0,9-1,0. В начальный момент эти зоны образуются в основном под краями насыпи. На рис. 5.2.12 видно, что эти зоны расширяются на определенный период времени. В связи с этим на этот период местами образуются зоны с коэффициентом запаса т„ = 1, т.е. ттах = Тпред- Это объясняется высоким значением избыточного порового давления в этих зонах.
Вследствие низкого значения нормальных напряжений процессы рассеивания избыточного порового давления происходят незаметно. Избыточное поровое давление в зоне основания под краями насыпи на определенный период даже увеличивается за счет притока воды с центра основания. На рис. 5.2.13 приведена кривая избыточного порового давления во времени в различных точках основания. Отмечено, что коэффициент запаса прочности основания грунта под краями в этом случае уменьшается на определенный период. Следовательно, наиболее опасная ситуация при строительстве насыпей на слабых водонасыщенных грунтах возникает после возведения насыпи на определенный период времени.
