Содержание к диссертации
Введение
1 Состояние вопроса. цель и задачи исследования 9
1.1 Методы расчета напряжений в грунтовых основаниях и земляном полотне дорожных конструкций 9
1.1.1 Применение методов механики сплошной среды для расчета напряжений в грунтовом полупространстве 9
1.1.2 Применение методов механики зернистой среды для расчета напряжений в дискретном полупространстве 20
1.1.3 Инженерные способы расчета напряжений в земляном полотне автомобильных и железных дорог 25
1.2 Методы расчета оснований строительных конструкций и дорожных одежд по критерию сопротивления сдвигу в грунте 30
1.2.1 Обзор условий пластичности и критериев прочности, применяемых в расчетах материалов 30
1.2.2 Обзор решений метода предельного равновесия, применяемого в расчетах земляных сооружений по сопротивлению сдвигу 37
1.2.3 Обзор решений, совершенствующих расчет дорожных одежд по условию сопротивления сдвигу в грунте земляного полотна 43
1.2.4 Обзор эмпирических методов проектирования дорожных одежд, базирующихся на калифорнийском числе несущей способности 51
1.3 Экспериментальные методы исследования сопротивления грунтов сдвигу 53
2 Теоретическое исследование сопротивления сдвигу глинистых грунтов 61
2.1 Разработка способа расчета главных напряжений от нагрузки,
распределенной по поверхности гибкого круглого штампа 62
2.2 Разработка метода проектирования дорожной одежды по критерию сопротивления сдвигу в грунте земляного полотна 75
2.3 Методика проектирования дорожных одежд по критерию безопасных давлений 88
3 Экспериментальное исследование сдвигоустойчивости глинистых грунтов в приборах трехосного сжатия 91
3.1 Методика экспериментального исследования напряженно деформированного состояния глинистых грунтов в приборах трехосного
сжатия 93
3.2. Обоснование условия пластичности 106
3.3 Исследование величины безопасных давлений штамповыми испытаниями 116
4 Экспериментальное исследование распределяющей способности глинистых грунтов 121
4.1 Разработка методики экспериментального определения угла рассеивания напряжений в глинистых грунтах 123
4.2 Статистическая обработка результатов исследований 125
5 Обоснование эффективности методики расчета дорожных одежд по критерию безопасных давлений 138
5.1 Проектирование нежестких дорожных одежд по нормативной и предлагаемой методике 138
5.2 Сравнение показателей экономической эффективности конструкций 164
Заключение 168
Список литературы
- Применение методов механики сплошной среды для расчета напряжений в грунтовом полупространстве
- Обзор решений метода предельного равновесия, применяемого в расчетах земляных сооружений по сопротивлению сдвигу
- Разработка метода проектирования дорожной одежды по критерию сопротивления сдвигу в грунте земляного полотна
- Статистическая обработка результатов исследований
Применение методов механики сплошной среды для расчета напряжений в грунтовом полупространстве
А.М. Кривисский [65 - 67] условия предельного равновесия Кулона-Мора записывал по В.В. Соколовскому, но для пространственной задачи, дополняя условие, приведенное в таблице 1.4, вторым аналогичным условием, содержащим напряжение а2.
В результате дальнейшего решения условие предельного равновесия грунтов А.М. Кривисского [66] приобретает вид: где Та - полное активное напряжение сдвига, МПа; п - коэффициент перегрузки; т - коэффициент, учитывающий особенности работы конструкции; к1 - коэффициент, учитывающий снижение величины нормативного сопротивления сдвигу в результате воздействия кратковременных повторных нагрузок от движения; &2 - коэффициент, характеризующий степень однородности грунта и материалов, а также опасность снижения прочности конструкции по сравнению с расчетной.
Согласно исследованиям А.М. Кривисского [50] из-за различных условий взаимодействия слоев на контакте фактическое активное напряжение дорожной конструкции отличается от теоретического напряжения. Экспериментами было установлено, что в конструкциях из связных грунтов теоретические напряжения, вычисляемые по расчетной схеме со строго совместными перемещениями слоев в плоскости контакта, приблизительно в 1,5 раза выше, чем фактическое активное напряжение. На основе этих данных для такой расчетной схемы рекомендовано принимать т=0,66. Теоретические напряжения, вычисляемые для конструкций, подстилаемых песчаными грунтами по расчетной схеме со свободным перемещением слоев в плоскости контакта, приблизительно на 20 % меньше фактических активных напряжений. Поэтому для данной расчетной схемы рекомендовано принимать т=1,2. Коэффициент перегрузки рекомендуется принимать 1,15, а коэффициент к1 - 0,66. Значения коэффициента к2 регламентировались в зависимости от суточного числа приложения расчетной нагрузки.
Уменьшая количество уточняющих коэффициентов, А.М. Кривисский [50] условие пластичности (1.37) привел к виду: Та К-к2-с; К = . (1.38) п-т Значение коэффициента К при расчете активных напряжений сдвига по схеме с совместными перемещениями слоев на контакте рекомендовано принимать 0,87, а по схеме с свободным взаимным смещением слоев на контакте - 0,48.
В дальнейшем численные значения некоторых коэффициентов в условии (1.38) были уточнены и в условии (1.39) документа [54] принимается к1 = 0,6, т=0,65 и т=1,15 (в зависимости от расчетной схемы).
Анализируя метод А.М. Кривисского [65 - 67] и соответственно ВСН 46-72 [54], основанные на решениях теории пластичности В.В. Соколовского, следует отметить, что обе расчетные схемы дают теоретические результаты, отличающиеся от экспериментальных данных. Увязка теории с экспериментом достигается вводом коэффициентов. Причем изменение метода вычисления касательных напряжений, то есть левой части условия Кулона-Мора, не гарантирует совпадения результатов новой теории и эксперимента. Видимо, по этой причине специалисты дорожной отрасли отказались от совершенствования теории расчета активных напряжений и повели исследования другим путем.
В следующей инструкции [55] оставили только одну расчетную схему, а значения коэффициента к3, подобного коэффициенту т А.М. Кривисского расширили. Согласно нормативному документу [55], условие сдвигоустойчивости можно записать в виде: коэффициент, учитывающий снижение сопротивления грунта сдвигу под агрессивным действием подвижных нагрузок, колебаний и т.д.; k2 - коэффициент запаса на неоднородность условии работы конструкции, связанной с недоучетом неблагоприятных природных особенностей, технологических и других причин; k3 - коэффициент, учитывающий особенности работы грунта в конструкции, связанные с увеличением фактического сцепления в грунте за счет защемления, явления дилатансии и зацепления частиц (введением коэффициента k3 учитывается также отличие реальных условий сопряжения слоев на контакте от принятых при построении номограммы).
Значения k3 принимаются для песков крупных, средних и мелких соответственно 7,0, 6,0 и 5,0, для песков пылеватых и супесей крупных - 3,0, а для глинистых грунтов (глины, суглинки, супеси, за исключением крупной) - 1,5.
Несмотря на достаточно обширные исследования по сдвигоустойчивости грунтов, дорожные одежды накапливали остаточные деформации, а основания некоторых зданий и сооружений испытывали запредельные осадки. Аварии, обусловленные запредельными осадками оснований, привели к исследованиям изменения сдвигоустойчивости грунтов во времени [79–81, 86–88]. В свою очередь, недопустимое снижение ровности покрытий дорожных одежд вызвало работы, направленные на исследование изменения сдвигоустойчивости грунтов в результате воздействия повторных нагрузок.
Физическая сущность явления уменьшения прочности грунтов во времени установлена в работах С.С. Вялова, Н.К. Пекарской Р.В. Максимяк [25], М.Н. Гольдштейна [34, 35], Ю.К. Зарецкого [47], С.Р. Месчяна [86], Н.А. Цытовича [131] и заключается в перестройке структуры грунтов в процессе ползучести. Согласно Н.А. Цытовичу [131] в стадии затухающей ползучести происходит закрытие микротрещин и уменьшение объема, вследствие этого скорость деформации уменьшается. Для этой стадии характерно упрочнение грунта. С уменьшением прочности грунта связывают вторую и третью стадии ползучести. Исследования Н.А. Цытовича [131] и С.С. Вялова, Н.К. Пекарской Р.В. Максимяк [25] показали, что в процессе установившейся ползучести жесткие и полужесткие структурные связи разрушаются, но такое нарушение структуры компенсируется образованием новых водно-коллоидных и молекулярно-структурных связей, формирующих новую структуру грунта. При этом минеральные частицы грунта и агрегаты изменяют свое пространственное положение и ориентируются в направлении действующих усилий. Такое поведение минеральной части грунта Н.А. Цытович [131] называет микросдвигами. Сопротивление грунта с новой структурой меньше, чем сопротивление грунта первой стадии ползучести. В третьей стадии интенсивность разрушений (рост существующих и образование новых дефектов структуры) выше скорости формирования новых структурных связей. В этой стадии сопротивление грунта продолжает уменьшаться, что приводит к хрупкому разрушению или вязкому течению. Экспериментами С.С. Вялова [26] установлено, что с течением времени установившаяся ползучесть всегда переходит в прогрессирующую. При этом установлено, что чем выше величина нагрузки, тем меньше времени требуется для возникновения прогрессирующего характера ползучести.
Специалисты дорожной отрасли сходятся во мнении, что продолжительность напряженного состояния от воздействия транспортной нагрузки в среднем составляет 0,1 с, что соответствует СНиП 2.05.02-85 . Поэтому при воздействии кратковременных повторных нагрузок зависимость деформации грунта от числа нагрузок носит преимущественно затухающий характер. Однако, стендовые испытания А.К. Бируля и С.И. Миховича [15], В.Н. Кускова [70] и А.В. Смирнова [116] показывают, что это действительно так лишь при определенном уровне напряженного состояния. Если давления, воспринимаемые земляным полотном, и напряжения в грунте, превысят некоторые значения, то существует определенное число нагрузок, при реализации которых деформирование приобретет установившейся характер. В работах В.Д. Казарновского и его учеников [56 – 59, 98, 99] установлено, что в процессе приложения повторных нагрузок изменение характера деформирования сопровождается изменением сопротивления грунта, в частности уменьшается сдвигоустойчивость. В результате экспериментальных работ установлены функциональные зависимости уменьшения сцепления и угла внутреннего трения различных видов и разновидностей грунтов. В действующем нормативном документе [103, 104] такие функциональные зависимости заданы таблично.
Обзор решений метода предельного равновесия, применяемого в расчетах земляных сооружений по сопротивлению сдвигу
Выполнение КН испытаний в приборе трехосного сжатия позволили определить углы внутреннего трения и сцепления для каждой испытуемой группы образцов. Группы состоят из 3 образцов, которые по плотности и влажности соответствуют такой же группе образцов, испытуемых по схеме НН испытаний.
Всего испытывалось 12 групп НН испытаний общим количеством 36 образцов, из которых 33 образца подготовленны по методике, представленной в параграфе 3.1, а 3 образца отобраны на дороге Петровка-Калиновка. Определение параметров предельной прямой Кулона-Мора выполнено в соответствии с [37]. Круги Мора и приближающая линейная зависимость показаны на рисунке 3.11.
Неконсолидированные недренированные испытания проводились в соответствии с ГОСТ 12248-2010 [37]. По полученным данным, а именно, осевых деформаций и главных напряжений, строились зависимости деформаций от напряжений. Как показал анализ этих данных и визуальная оценка испытанных образцов, разрушение происходит одним из двух способов.
Первым способом является хрупкое разрушение или разрушение образца за счет среза. Характер деформирования при таком разрушении иллюстрируется графиком, представленным на рисунке 3.12.
Рисунок 3.12 - Зависимость относительной продольной деформации є1 образцов №1-3 от величины напряжений ст1 и а3
Второй способ - это пластическое разрушение или так называемая схема бочкообразного разрушения. При таком виде разрушения деформация образца составляла предельную 15% по ГОСТ 12248-2010 [37]. В первом же случае величина предельной деформации могла существенно различаться и составляла 6%-15%, а характер разрушения в большинстве случаев имел видимую плоскость сдвига. При такой схеме разрушения величина предельной деформации, при которой происходит разрушение образца, зависит от величины удерживающего напряжения и физико-механических свойств грунта.
Анализ выполнен совместно с А.С. Александровым и А.Л. Калининым. Этот анализ данных показал, что независимо от характера разрушения образца, зависимость деформаций от максимальных главных напряжений нелинейная и состоит из трех характерных участков. Первый и второй участок представляют собой кусочно-линейную зависимость, третий участок можно описать только нелинейной функцией. Аппроксимация первых участков линейными функциями для обоих характеров деформирования приведена на рисунках 3.12 и 3.13.
На этих рисунках показаны экспериментальные и приближенные зависимости относительной продольной деформации от максимальных главных напряжений. В этом виде графическая зависимость будет иметь три характерные точки. Первая и вторая точки являются точками перелома с той разницей, что первая точка разделяет прямые отрезки на приближающей зависимости, а вторая, прямолинейные отрезки от третьего нелинейного участка. Третья точка показывает величину предельного максимального напряжения.
Деформация, соответствующая первому участку варьируется в пределах 0,3%-2 %, такие деформации в основном являются обратимыми (упругими). Сле по довательно, абсцисса точки, которая ограничит первый участок, может считаться приближенным пределом обратимой деформации роб [1] (структурной прочностью Rстр) [17].
При высоких удерживающих напряжениях абсцисса точки перелома двух прямолинейных отрезков не всегда совпадает с экспериментальным пределом обратимости. Максимальное расхождение экспериментальных и приближенных значений предела обратимости деформаций составляет 20%. Такую разницу можно объяснить недостаточностью двух прямолинейных участков для приближения нелинейной зависимости. Беря во внимание такое замечание, экспериментальное значение предела структурной прочности, которая ограничивает первый прямолинейный участок, совпадет с точкой перелома двух участков кусочно-линейной зависимости. То есть, для повышения точности аппроксимации необходимо увеличить число прямых отрезков в кусочно-линейной зависимости. Существенное значение данное замечание приобретает при поиске приближающих кусочно-линейных зависимостей деформации от главных напряжений. В случае же определения приближенного значения предела обратимости, подобное замечание несущественно. Связано это с тем, что при обработке экспериментальных данных этот предел принимается равным абсциссе экспериментальной точки, ограничивающий первый отрезок кусочно-линейной зависимости. Координаты второй и третьей точки, приближающей зависимости, соответствуют точкам на экспериментальном графике. Тогда абсциссу второй точки, которая ограничивает второй прямой отрезок, можно назвать приближенным пределом линейности деформаций рЕ [1].
Разработка метода проектирования дорожной одежды по критерию сопротивления сдвигу в грунте земляного полотна
В том случае, если на шаге 6 условие выполнено, то значение отбрасывается, а для оставшихся элементов выборки вся процедуры повторяется.
Обработку экспериментальных данных выполняют по вариационному и статистическому ряду. В статистическом ряде экспериментальные данные группируются в разряды. Эмпирическую функцию распределения непрерывной случайной величины задают аналитически в виде математического выражения или графически в виде ломаной линии или гистограммы. По оси абсцисс откладывают частотные интервалы, охватывающие все возможные варианты, а по оси ординат откладывают накопленную частоту попадания случайной величины в частотные интервалы [23,31, 60]. Закон распределения задается следующим образом. Вначале определяется статистический интервал, в пределах которого варьируется измеренная случайная величина. Длина статистического интервала определяется разностью максимального и минимального значения соответственно. Затем подбирается количество разрядов, на которые разбивается этот интервал. При объеме выборки до 100 элементов (параметров) минимальное количество разрядов принимают 6 - 7, а если объем выборки составляет несколько сотен элементов, то количество интервалов назначают 10-20. Количество интервалов можно рассчитать по правилу Штюргеса, которое приводится в работах различных авторов [75]. Далее отношением длины интервала к количеству разрядов определяется размер разряда статистического интервала [75]. Для расчета длины интервала и разрядов рекомендуются простые формулы.
Из анализа этого рисунка следует целесообразность принятия нулевой гипотезы о нормальном распределении случайной величины.
Приблизительную проверку нормальности распределения можно произвести по методу, предложенному Л. Заксом [46]. Суть этого метода заключается в сравнении отношения размаха варьирования к среднеквадратическому отклонению с критическими границами этой характеристики при принятом уровне значимости. В таблице 4.6 приведены результаты расчета статистик по этому методу.
Из таблицы 4.6 следует, что оцениваемый параметр больше нижней границы и меньше верхней границы, а это значит, что гипотеза о нормальности распределения подтверждается с уровнем значимости 0,1.
Приблизительную проверку выборочного значения можно выполнить по величине коэффициента вариации. Коэффициент вариации рассматриваемой выборки составляет 6,15 %. В соответствии с ГОСТ 20522-2012 [42] коэффициент вариации при обработке выборки с использованием нормального закона распределения не должен превышать 40 %, а по Львовскому [75] – 33 %. Так как вычисленное значении коэффициента вариации меньше 33 %, то есть еще одно основание принимать гипотезу нормальности распределения.
Методы подбора теоретического распределения можно произвести по методу моментов [90]. При использовании этого метода определяют начальные и цен 134 тральные моменты по выборке и сгруппированным данным. Вначале определяют смещенные оценки моментов, а потом переходят к несмещенным оценкам [90]. Принятые оценки моментов эмпирического распределения сравнивают с оценками теоретического распределения. Число сравниваемых оценок моментов принимается по количеству параметров в теоретической функции распределения. То есть для сравнения с двухпараметрическими теоретическими функциями используют первые две оценки моментов, а для сравнения с трехпараметрическими – три оценки моментов. Однако, определение параметров асимметрии и эксцесса, на основе которых можно получить приблизительные представления о близости или отличии эмпирического к нормальному закону, требует использования третьего и четвертого момента.
Примечание: Во втором столбце без скобок даны значения первого краевого момента, а в скобках приведены значения первого центрального момента. Первый центральный момент эмпирического распределения приблизительно равен нулю, что справедливо для теоретического нормального распределения.
Для проверки гипотезы нормальности распределения достаточно широко применяется критерий %2. Вычисление статистик производят по сгруппированным в разряды данным. В таблицах 4.9 и 4.10 представлены результаты вычисления статистики X2, а в таблице 4.11 приведены критические значения статистики
Табличное критическое значение составляет 12,592 при уровне значимости 5 %. Так как вычисленное значение %2 меньше этого табличного критического значения, то гипотезу о нормальном распределении можно принять на уровне значимости 5 %.
В основе предлагаемого метода расчета дорожных одежд по критерию безопасных давлений лежит условие пластичности Г.К. Арнольда. Нормативный метод расчета по сопротивлению грунтов земляного полотна сдвигу базируется на оригинальном условии пластичности Кулона - Мора. Вследствие того, что касательные напряжения, определяемые по условию Г.К. Арнольда, имеют более высокие значения, по сравнению с вычисляемыми напряжениями по критерию Кулона - Мора, толщина слоев в одной и той же конструкции дорожной одежды будет не одинаковой. Для оценки разницы в толщине конструктивных слоев необходимо выполнить проектирование конструкций по нормативной и предлагаемой методике. Выполняя эти расчеты, можно пояснить порядок проектирования дорожных одежд по критерию безопасных давлений на конкретных примерах.
Особенностью нормативного метода расчета дорожных одежд по сопротивлению сдвигу в грунте земляного полотна является зависимость сцепления и угла внутреннего трения от суммарного числа прикладываемых расчетных нагрузок. Такая же зависимость параметров предельной прямой Кулона - Мора от числа воздействующих нагрузок используется в предлагаемой методике проектирования конструкции по безопасным давлениям. В связи с этим дорожные одежды необходимо проектировать при различном суммарном числе расчетных нагрузок. Это позволит более тщательно сопоставить дорожные одежды, проектируемые по разным методикам.
Статистическая обработка результатов исследований
Каждый из восьми вариантов конструкций включает в себя по две дорожные одежды из одинаковых материалов, но с разными толщинами нижних и дополнительных слоев оснований. Поэтому конструкции типов а будут иметь меньшую стоимость по сравнению со своими аналогами типами б. Вследствие этого нужно оперировать не абсолютными показателями стоимости, а их относительными характеристиками. Такими характеристиками могут послужить стоимость, отнесенная к сроку службы дорожной одежды или ее работоспособности, под которой понимается суммарное число расчетных нагрузок, которое необходимо приложить для наступления предельного состояния по одному из условий пластичности. Проблема заключается в том, что конструкции типов а и б имеют одинаковую работоспособность, которая характеризуется одинаковым числом расчетных нагрузок, но до наступления предельного состояния по разным условиям пластичности (Кулона Мора для типов а и Арнольда для типов б).
Вследствие этого под работоспособностью мы будем понимать число нагрузок, которые необходимо приложить до наступления предельного состояния по одному условия пластичности, в качестве которого следует принять условие Арнольда. Работоспособность дорожных одежд типа б известна и составляет для вариантов 1б–4б 5105 расчетных единиц, а для вариантов 5б–8б 106 расчетных единиц. Для выяснения работоспособности конструкций типа а ее необходимо рассчитать по предлагаемому критерию безопасных давлений.
В этом случае необходимо принять иную последовательность расчета, заключающуюся: 1 – В вычислении давлений, передаваемых конструкциями, запроектированными по ОДН 218.046-01 на грунты земляного полотна. 2 – В расчете безопасных давлений при варьирующемся числе суммарных нагрузок, в зависимости от которого интерполируются значения сцепления и угла внутреннего трения. 3 – В определение коэффициента прочности 4 – Условием окончания расчета является равенство коэффициента прочности единице. Принятая в зависимости от суммарного числа расчетных нагрузок пара параметров предельной прямой Кулона – Мора позволяет определить работоспособность в виде этого суммарного числа нагрузок.
Результаты расчета работоспособности приведены в таблице 5.18, в этой же таблице даны сметные стоимости конструкций и произведен расчет эффективности.
Для расчета воспользуемся нормативной формулой для определения суммарного числа расчетных нагрузок: Z =fпол-Zfo,7.Nlm- -rAs - (5.1) где fпол - коэффициент, учитывающий число полос движения и распределение движения по ним; п - число марок автомобилей; Nim - суточная интенсивность движения автомобилей m-й марки в первый год службы (в обоих направлениях), авт/сут; Трдг - расчетное число расчетных дней в году, соответствующих определенному состоянию деформируемости конструкции; kn - коэффициент, учитывающий вероятность отклонения суммарного движения от среднего ожидаемо 166 го; Т - расчетный срок службы; q - показатель изменения интенсивности движения данного типа автомобиля по годам; SIm - суммарный коэффициент приведения воздействия на дорожную одежду транспортного средства m-й марки к расчетной нагрузке.
Для вычисления сроков службы дорожных одежд примем д=1,04, а 7Viрас=482 расч. ед./сут для вариантов №1 - №4 и Мрас=723 расч. ед./сут для вариантов №5 -№8. Результаты расчета сроков службы дорожных одежд по критерию безопасных давлений и показатели экономической эффективности приведены в таблице 5.19 1. Предложен способ расчета нежесткой дорожной одежды, заключающийся в подборе материалов и определении толщины слоев таким образом, что передаваемые на земляное полотно давления не должны превышать безопасную величину, при которой в наиболее опасной точке земляного полотна возникает предельное состояние по условию пластичности, положенному в основу расчета. 2. Разработан способ расчета минимальных главных напряжений произведением максимального главного напряжения, коэффициента бокового давления и нового коэффициента а, являющегося функцией глубины. Величина этого коэффициента изменяется от 1 на поверхности до нуля на бесконечности. В результате такого нового представления на поверхности полупространства грунт испытывает компрессионное сжатие, а во всех остальных точках оси симметрии испытывает трехосное сжатие с увеличивающейся по глубине степенью бокового расширения. На бесконечности значение коэффициента ос=0, а степень бокового расширения достигает максимума, характеризуемого коэффициентом Пуассона. В этом случае грунт испытывает одноосное сжатие. 3. Новый способ расчета минимальных главных напряжений позволил модифицировать модели М.И. Якунина и распределяющей способности таким образом, что появилась возможность определять не только максимальное главное напряжение аь но и минимальное главное напряжение а3. 4. Выполнен анализ критериев прочности и условий пластичности твердых (монолитных) и дискретных материалов. В ходе анализа установлено, что для проверки сопротивления грунтов земляного полотна сдвигу условие Кулона Мора целесообразно заменить его модификацией, выполненной Г. Арнольдом. 169 5. В результате испытаний трехосным сжатием 36 образцов из суглинка легкого, установлена необходимость замены оригинального условия Кулона-Мора, модифицированным условием Кулона-Мора, полученным Г. Арнольдом. 7. Автором дана экспериментальная оценка безопасным давлениям, рассчитанным из двух условий пластичности Кулона–Мора и Арнольда, в которых главные напряжения определялись по модифицированным моделям А. Лява, М.И. Якунина и распределяющей способности. Установлено, что если давление, передаваемой на земляное полотно, равно безопасному давлению, рассчитанному из условия Г. Арнольда, то при определении главных напряжений по модифицированной модели А. Лява суглинок легкий работает в стадии уплотнения. 8. Разработана новая методика исследования распределяющей способности грунтов. Суть методики заключается в изготовлении грунтовых моделей, внутри которых заложен бумажный вкладыш, и в последующем вдавливании в модель жесткого круглого штампа. Далее выполняется изъятие грунта из верхней части модели до обнажения бумажного вкладыша. После этого выполняются измерения диаметра дефекта на вкладыше и глубины его заложения от поверхности модели. По результатам измерений вычисляется угол рассеивания напряжений. Для обработки данных применены методы математической статистики, позволяющие получать адекватные значения исследуемой характеристики.
