Сборник трудов конференции СПбГАСУ 2014 ч

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Приведенные выше простые математические построения показывают возможность моделирования условий ограничения дилатансии в приборах при приложении нагрузки через упругую пружинную связь (динамометр).

Таким образом, величина мобилизованной сдвиговой прочности является функцией жесткости массива грунта, модуля упругости и угла внутреннего трения

2.2. Условия дилатансии в зависимости от геометрии зоны разруше-

ния

Исходя из модели на рис. 3, дилатансия есть перемещение условной границы между пластическими и упругими деформациями, диктуемое жесткостью массива грунта. Характеристика жесткости есть производная от модуля упругости массива и площади контакта. При малой площади жесткость больше. Соответственно и большее приращение нормального давления.

Иными словами, одна и та же объемная деформация грунта одинакового гранулометрического состава, имеющего одинаковое значение модуля упругости, вызовет разное приращение нормального давления в основании сваи диаметром 100 мм и 1000 мм. Удельное сопротивление сдвигу и/или сопротивление внутреннему выпору у сваи меньшего диаметра окажется больше.

На модели (рис. 4) это можно наглядно иллюстрировать длиной пружины, моделирующей реакцию массива грунта. В случае сваи большего диаметра длина пружины больше. Соответственно, приращение нормального давления меньше.

Наши исследования выявили, что дилатантная составляющая сопротивления сдвигу достаточно хорошо описывается уравнением

где a – коэффициент крупности зерен грунта. Для сдвига плоскости и цилиндрического тела

и

301

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

Рис. 4. Сдвиг сваи малого и большого диаметра: а – свая малого диаметра;б – свая большого диаметра; 1 – микросвая; 2–зона дилатансии;3– массив грунта;

4 – опора большого диаметра; 5 – пружины, моделирующие упругие свойства грунта; 6– граница зоны распределения упругих деформаций

2.3. Параметр прочности как функция условий дилатансии.

Нами выявлено, что угол внутреннего или контактного трения φ' есть функция условий реализации дилатансии.

Угол внутреннего трения можно выразить как сумму углов минераль-

Минеральное трение есть относительная константа, отвечающая минеральному составу. Для кварцевых песков угол минерального трения составляет порядка 28 град.

Реализуемый угол межгранулярного трения φg зависит от условий дилатансии в зоне разрушения и диктуется жесткостью массива грунта. Чем более дилатансиястеснена, тем больше механизм сдвига приближается к механизму минерального трения и тем меньше влияние зацепления зерен.

Это явление достаточно хорошо описываются экспоненциальной функцией вида

302

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Соответственно, для плоской

Таким образом, параметр прочности есть функция не только природного сложения грунта, но также и геометрии зоны разрушения.

3.Графическое описание универсального закона прочности

Приведенные выше аргументы не опровергают условия прочности в редакции (1) или (2).

Подразумевается лишь, что нормальное давление в зоне сдвига и величина реализуемого параметра прочности являются функциями упругой реакции массива грунта на дилатансию. Если такой реакции нет, то возникает частный случай, при котором нормальное давление в зоне сдвига постоянное, а угол внутреннего трения достигает максимальной величины.

Универсальное описание сдвиговой прочности возможно с помощью группы графиков на рис. 5, и, соответственно, уравнениями (22) и (23).

Рис. 5. Графики зависимостей «предельное сопротивление сдвигу τu – начальное нормальное давление σno», «дилатантная составляющая прочности τdи угол внутреннего (контактного) трения φ'– коэффициент упругого отпора отпора K»

303

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

4. Дилатансия – связующее звено между прочностными и деформационными параметрами

При ограничении дилатансии наблюдается два параллельных явления. Прирост нормальных напряжений оказывается настолько больше, а реализуемое значение угла внутреннего трения настолько меньше, насколь-

ко сильнее ограничение свободы деформирования объема в процессе формоизменения. При этом предельное сопротивление сдвигу (внутреннему выпору) определяется уровнем нормальных напряжений, мобилизованных в момент максимальнойдилатансии.

Свободная дилатансия является частным случаем условий разрушения. Один и тот же грунт при разных условиях проявляет разную прочность. Дилатансия есть мост между прочностью грунта и условиями его деформирования.

Как показано выше, существует корреляционная связь между значениями параметров прочности и модулем упругости грунта.

Прочность грунта является функцией условий разрушения, которые определяются двумя фундаментальными свойствами: внутренним трением и дилатансией. Заданное значение параметра прочности отсутствует. Угол внутреннего трения может изменяться от максимального значения при свободной дилатансииφодо минимального, близкого к величине минерального трения φgпри полном ее ограничении.

Теория прочности Кулона-Мора в ее традиционном прочтении, равно как и стандартные методы испытаний грунтов, справедливы лишь в частном случае полностью свободной дилатансии. Этот факт и объясняет причину неудач при попытках ее использования для задач современной геотехники.

Технология возведения фундаментов является фактором, определяющим условия мобилизации прочности основания, которые могут соответствовать схемам как свободной и стесненной дилатансии.

Фактор стесненной дилатансии является главным резервом повышения несущей способности и эффективности фундаментов глубокого заложения. Понимание этого открывает путь к совершенствованию технологий, обеспечивающих активное и целенаправленное воздействие на грунт основания. Подобные технологии называют интенсивными.

Включение дилатансии, как фундаментального свойства и важнейшего фактора прочности, в современную механику грунтов откроет большие перспективы для развития этой науки как теоретической основы практической деятельности. Устраняются многие противоречия. Создается метод оценки поведения системы «конструкция-грунт» как композитного материала.

Автор убежден, что задача учета дилатансии при оценке прочности далеко выходит за рамки механики грунтов. Аналогичные явления и процессы свойственны веществам разного фазового состояния, а, соответственно, и поведению материалов в них.

304

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Литература

1.Соболевский, Д.Ю. Прочность и несущая способность дилатирующего грунта / Д.Ю. Соболевский. – Минск:Навукаiтэхнiка, 1994. – 232 с.

2.Sobolevsky, D.Yu. Strength of Dilating Soil and Load-Holding Capacity of Deep Foundations / D.Yu.Sobolevsky. – Rotterdam : A.A. Balkemapubl., 1995. – 243 p.

3.Режим доступа: http://www.twirpx.com/files/pgs/basement/soils/.

УДК 624.13/15

З.Г. Тер-Мартиросян, В.В. Сидоров

(ФГБОУ ВПО "МГСУ", Москва)

МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ «КРИТИЧЕСКОЙ» ДЛИНЫ БАРРЕТ

Внастоящее время проектирование как свайных, так и барретных фундаментов начинается с определения несущей способности для заданных ин- женерно-геологических условий. Для этого методом подбора (или исходя из глубины заложения надежного несущего слоя для опоры) назначают длину

иопределяют расчетное сопротивление грунта под нижним концом барреты

исуммарное расчетное сопротивление по боковой поверхности. Далее складывают эти значения и получают несущую способность барреты. Но данная схема является более вероятной для случая с барретами небольшой длины (обычно до 20 м), когда на концевую опору приходится достаточная нагрузка для полной реализации прочности грунта под подошвой. Тогда баррета получает значительное вертикальное перемещение и реализуется сдвиговая несущая способность по боковой поверхности. В случае длинной барреты, как уже говорилось выше, на уровень концевой опоры приходится малая часть нагрузки, приложенной к верхней части [1, 2] (рис. 1).

Таким образом, принимая несущую способность длинных баррет в том числе и по расчетному сопротивлению грунта под концевой опорой проектировщики обеспечивают часто огромный запас, так как прочность грунтов под подошвой используется не полностью. Возникает вопрос подбора рациональной (а в идеале оптимальной) глубины погружения барреты в заданных инженерно-геологических условиях, при которой максимально возможно реализуется несущая способность грунтов как на контакте с боковой поверхностью, так и под пятой баррет.

Вданной работе предлагается следующий метод для определения такой глубины заложения, при которой максимально реализуется прочность грунтов под пятой барреты. Ограничимся в первом приближении решением для однородного грунта.

Существует такая длина барреты, при которой в случае развития по бо-

ковой поверхности предельных касательных напряжений ( * tg c ) давление под подошвой является предельным – p** (рис. 2).

305

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

Рис. 1. Уменьшение осевой нагрузки с глубиной по испытаниям барреты длиной 57.5 м в Бангкоке (по N. Thasnanipan)

Рис.2. Схема к определению «критической глубины» для одиночной барреты в однослойном массиве

где u – периметр барреты; l – длина барреты; Из выражения (1) получаем следующее:

306

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

«критической глубине», т. е. глубине, на которой используется вся прочность под подошвой барреты:

Таким образом, данная длина – это максимальная длина, при которой по всей боковой поверхности выполняется условие предельного равновесия. При заглублении ниже этой глубины на боковой поверхности не будет выполняться условие предельного состояния, а соответственно не будет до конца использоваться несущая способность под подошвой барреты. То есть для выбора длины барреты достаточно найти «критическую длину», а затем заглубить баррету ниже этой отметки для проектирования с запасом. Такой подход учитывает перераспределение нагрузки, приложенной сверху, между боковой поверхностью и концевой опорой.

Несущая способность барреты будет обеспечена с необходимым запасом при увеличении длины свыше критической, поэтому можно записать:

где ksf – коэффициент запаса, ksf

Величину предельной реакции на уровне пяты N** можно найти через предельное давление p** по выражению Б. Хансена [3]:

«критической» длины барреты для грунта со следующими физикомеханическими характеристиками:

18кН/м3, Е=30000 кПа, с 20 кПа, , 0.3

15

На одиночную баррету приложена нагрузка N=27000 кН.

1. Определим значения предельных касательных напряжений по боковой поверхности на уровнях оголовка и пяты барреты:

*верх 20 (кПа);

*низ 0.43 540 tg(15) 20 82.2 (кПа).

2. Определим величину предельных давлений на уровне подошвы барреты по формуле Б.Хансена:

pu 20 10.977 1.1 18 30 3.941 1.13 0.5 18 1.5 1.576 0.85 2664.4 (кПа);

Тогда N ** 2664,4 4.5 11990 (кН).

3. Найдем критическую длину барреты по формуле (3):

307

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

lкр 27000 11990 20,3 (м); 82.2 9

Таким образом, баррету в данных условиях при заглублении более 20,3 м будет крайне маловероятным предельное состояние основания под пятой.

4. Смоделируем процесс взаимодействия одиночной барреты с данным грунтом под давлением 6000 кПа сверху при длинах 30 м и 20,3 м (рис. 3).

Из рисунков видно, что имея длину, более «критической», зоны пластической деформации на боковой поверхности барреты не развиваются по всей длине ствола. Однако, при уменьшении ее до «критической» пластические зоны охватывают уже всю боковую поверхность и, как следствие, большая доля нагрузки идет уже на уровень пяты барреты, где сформировалась зона разрушения. Другими словами, баррета очень близка к полной потере несущей способности по грунту. Теперь, увеличив длину барреты в соответствии с желаемым запасом, можно получить ситуацию, когда и на боковую поверхность и на пяту барреты придет значительная часть нагрузки, приложенной сверху. То есть ее работа как по боковой поверхности, так и по пяте будет оправданной. Данный алгоритм может быть развит для случая неоднородного грунтового массива, что в данной работе не освещается.

Рис.3. Распределение пластических точек в основании при длине барреты l=30 м (слева) и 20,3 м (справа)

308

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Рис. 4. Изополя относительных касательных напряжений rel в основании при длине барреты l = 30 м (слева) и 20,3 м (справа)

Основные выводы

1.Несущая способность основания под пятой длинных баррет имеют значительный резерв, который можно использовать путем определения «оптимальной» длины ствола барреты по предложенному методу.

2.Описан алгоритм нахождения «критической» длины барреты, при которой полностью исчерпывается несущая способность как по боковой поверхности, так и по пяте.

3.Определение «критической» длины предлагается для последующего принятия «оптимальной» длины барреты, которая обладает несущей способностью как по боковой поверхности, так и по пяте в значительном соотношении (в противовес распространенным случаям, когда на уровень пяты нагрузки практически не приходит и грунт под пятой не работает, не оправдывая такое заглубление).

Литература

1.Thasnanipan, N., Maung, A.W., Aue, Z.Z. Record load test on a large barrette and its performance in the layered soils of Bangkok // 5th International Conference on deep foundation practice incorporating piletalk international 2001. Singapore.

2.Тер-Мартиросян, З.Г. Механика грунтов. / З.Г. Тер-Мартиросян. – М.: АСВ, 2009. – 500 с.

3.Verruijt A., Offshore soil mechanics. Delft University of Technology, 2006.

309

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

УДК 626

Н.И. Лыкова, А.В. Ершов (СПбГАСУ, Санкт-Петербург)

ОЦЕНКА НАДЕЖНОСТИ БЕРЕГОУКРЕПЛЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНОГО ТИПА ЧИСЛЕННЫМ МЕТОДОМ

Объект возводился в 2009–2012 гг. на территории строящегося Морского торгового порта Усть-Луга, расположенного в Кингисеппском районе Ленинградской области на Юго-Восточном побережье Лужской губы Финского залива. Проектом предусматривается использование объекта в конструкции причалов терминала с возможностью перевалки металлургических грузов.

Всостав объектов II очереди подготовительного периода, законченных

внастоящее время, входят новообразованная территория, располагающаяся

вприбрежной части акватории залива с размерами в плане с запада на восток 430–530 м, с юга на север – 650 м и берегоукрепление вертикального типа, представляющее собой заанкеренный больверк.

Лицевая стенка больверка возведена по системе «труба-шпунт», анкерная стенка – из полутруб роше, установленных для поддержания намывного грунта. Глубина погружения шпунтовой стенки из полутруб составляет –14,0 м,

лицевая стенка выполнена из труб Ø 1222.2 34.6 погруженных до отм. – 25.0 м с шагом вдоль кордона 2.8 м. Отметка верха труб.+1.3 м. За рядом труб (со стороны акватории) устроена шпунтовая стенка из шпунта Арселор AZ24700, погруженная до отм. –19.5 м. Такая конструкция лицевой грани применяется крайне редко, как правило, для снижения активного давления грунта на шпунтовую стенку, трубы лицевой стенки погружаются со стороны пазухи.

Анкерные тяги диаметром 83 мм, состоящие из 3-х звеньев, установлены с шагом 2.80 м. Расстояние от лицевой стенки до анкерной опоры в осях составляет 34.0 м.

Для образования территории использовался песчаный грунт, извлеченный при дноуглублении проходного канала и акватории. Проектная отметка дна проходного канала – минус 16 м Б.С.

Геологическое строение участка характеризуется развитием толщи техногенных намывных грунтов мощностью до 8.8 м, залегающих на верхнечетвертичных отложениях водно-ледникового происхождения. Намывные грунты повсеместно представлены неоднородными песками средней крупности. Грунты залегают с дневной поверхности до отметок естественного дна акватории. Срок давности намыва составляет более 24 мес. Зафиксированная мощность слоя варьирует от 0.3 м до 8.8 м.

В настоящее время, в связи с неблагоприятной финансовой ситуацией на рынке металлургических грузов, владелец объекта принял решение заморозить дальнейшее строительство. В связи с вышеизложенным, встала задача оценки технического состояния построенного объекта на соответствие тре-

310