модуль сдвига грунта при расчете осадки сваи
Уважаемые форумчане!
Подскажите как можно вычислить модуль сдвига грунта при расчете осадки сваи (ф-ла 1 прил.4 СНИП 2,02,03-85), если он не задан в геологии. Спасибо
Уместна ли здесь зависимость G = E / (2 * (1 + v))?
Offtop: Неужели здесь только знатоки отечественных автомобилей остались.
Последний раз редактировалось R-buz, 04.10.2010 в 18:53 . Причина: Уточнение
Просмотров: 28459
Проектировщик в строительстве
Регистрация: 28.09.2006
Сообщений: 382
Молчание — знак согласия.
Регистрация: 20.10.2009
Сообщений: 5,712
Приложение 7 РУКОВОДСТВО ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ к СНиП II-17-77.
| SergeyKonstr |
| Посмотреть профиль |
| Найти ещё сообщения от SergeyKonstr |
Регистрация: 18.05.2007
Сообщений: 284
А вы бы не могли привести его здесь, в download’е «руководство. » не полное, там нет приложений (поправьте, если ошибаюсь)
Регистрация: 20.10.2009
Сообщений: 5,712
См. вложение
| Руководство-К_свай_ф-там СНиП II-17-77.rar (2.01 Мб, 2818 просмотров) |
| SergeyKonstr |
| Посмотреть профиль |
| Найти ещё сообщения от SergeyKonstr |
Проектировщик в строительстве
Регистрация: 28.09.2006
Сообщений: 382
Может быть, модуль бокового давления Еh — см.стр.274 справочника проектировщика под ред. Сорочана Е.А. «Основания фундаменты и подземные сооружения» — то, что нужно?
Регистрация: 18.05.2007
Сообщений: 284
2 SergeyKonstr
В Руководстве приведен расчет, который отличается от сниповского, там модуль сдвига увы не фигурирует, или он является какойто функцией от Е, помогите разобраться какой
2 Валера И
Вы спрашиваете или утверждаете?
Регистрация: 25.12.2005
Сообщений: 13,627
А normCAD как раз использует модуль сдвига при определении осадки сваи.
Регистрация: 20.10.2009
Сообщений: 5,712
Сообщение от R-buz
В Руководстве приведен расчет, который отличается от сниповского
А что формула (1) Приложения 4 СНиП и формула (1) Приложения 7 Руководства не одно и тоже?
Сообщение от R-buz
там модуль сдвига увы не фигурирует
«2. Рассматриваются сваи длиной l и диаметром d, расположенные в двухслойном основании. Верхний слой толщины l, который сваи прорезают, имеет модуль сдвига G1 и коэффициент Пуассона мю1, а нижний, на который опираются сваи, представляет собой однородное линейно-деформируемое полупространство с характеристиками G2 и мю2. Здесь Gi = Eoi/2(1 + мюi), где Еoi — модуль общей деформации i-го слоя. » Что же не понятно?
| SergeyKonstr |
| Посмотреть профиль |
| Найти ещё сообщения от SergeyKonstr |
Регистрация: 18.05.2007
Сообщений: 284
2 SergeyKonstr
Спасибо, теперь все понятно
Регистрация: 20.10.2008
Сообщений: 74
SergeyKonstr, у меня вопроспо расчёту осадки винтовой сваи, Считать необходимо по приложению 4 СНиП, рассматривая 2 полупространства (около сваи, и под острием сваи) и находя для каждого осреднённый модуль сдвига и коэф Пуассона, или используя примеры приложения 7 ,
выложенного выше руководства по свайным фундаментам.
где необходимо выполнить условие N < rF (F - несущая способность)
если так? то мне не совсем понятно как мы принимаем осадку S,
(В примерах принимается = 0,01 м, в другом 0,02)
Последний раз редактировалось ALEXIY245, 20.06.2012 в 13:21 .
Регистрация: 20.10.2009
Сообщений: 5,712
Сообщение от ALEXIY245
Считать необходимо . рассматривая 2 полупространства (около сваи, и под острием сваи)
Это ищь нужно определить, рассматривая отношения G1l/G2d.
Сообщение от ALEXIY245
Считать необходимо по приложению 4 СНиП
Лучше по СП 24.13330.2011, всё новее источник.
Сообщение от ALEXIY245
используя примеры приложения 7
Сообщение от ALEXIY245
то мне не совсем понятно как мы принимаем осадку S,
(В примерах принимается = 0,01 м, в другом 0,02)
Я не знаю точного ответа. Могу лишь догадываться.
Осадка кустов, по сравнению с осадкой одиночной сваи в 5 — 10 раз более (результаты исследований).
Если допускаемая осадка куста допустим (по нормам) 10 см, то для одной сваи в кусте это будет либо s=0.1/5=0,02 м, либо 0,1/10=0,01 м.
| SergeyKonstr |
| Посмотреть профиль |
| Найти ещё сообщения от SergeyKonstr |
Определение параметров моделей, учитывающих повышение жёсткости грунтов в диапазоне малых деформаций
За последние сорок лет исследователи, работающие над проблемой повышения точности расчетов возможных деформаций под фундаментами сооружений, сделали большой шаг вперед. Стали применяться динамические методы исследований, была разработана новая аппаратура, появились совершенно новые расчетные модели грунтов, учитывающие нелинейное увеличение их жесткости в области малых деформаций.
На сегодняшний день это позволяет специалистам максимально точно рассчитывать возможные деформаций, и, следовательно, упрощать конструкции фундаментов и снижать стоимость проектов в целом
Обо всем этом доклад Е.Вознесенского, который был сделан на Форуме высотного строительства 100+ Forum Russia 2016. Иллюстрации представлены в презентации автора, которую можно скачать под статьей.
В конце 1960-х – начале 70-х годов накопился достаточно обширный фактический материал, указывающий на очевидные различия между характеристиками жесткости грунтов, определенными лабораторными методами, с одной стороны, и обратными расчетами из реально наблюдающихся смещений грунтов и осадок сооружений, с другой. Жесткость грунтов, определенная в условиях компрессионного или трехосного сжатия, была значительно ниже, чем рассчитанная по наблюдениям за деформациями сооружений.
В основе этого несоответствия лежит выраженная нелинейность зависимости жесткости грунтов от уровня возникающих в них деформаций. Основания хорошо спроектированных сооружений, как правило, испытывают деформации от нескольких тысячных до нескольких десятых долей процента, в то время как в стандартных испытаниях жесткость грунтов надежно контролируется только при деформациях не менее 0,1%. В общем же случае деформации грунта в массиве изменяются от нуля на значительном удалении от сооружения до достаточно больших значений вблизи него, особенно непосредственно под подошвой или под краем жесткого фундамента, где они могут быть даже очень большими.
Однако значительная часть основания сооружения работает при существенно меньшем уровне деформаций, который, с одной стороны, не может быть корректно исследован при стандартной технологии лабораторных испытаний, а с другой – повышенная жесткость грунтов при таких деформациях оказывается недооцененной. В результате расчет основания по упрощенной линейной модели с единственным и постоянным модулем деформации вплоть до разрушения (как в модели Мора-Кулона), приводит к существенному завышению ожидаемых деформаций, усложнению конструкции фундамента и удорожанию всего проекта.
Понимание причин и последствий влияния уровня деформаций на жесткость грунтов поставило перед исследователями три важных научных задачи, чрезвычайно востребованных и строительной практикой.
Чего удалось добиться
В последующие 40 лет эти задачи были в значительной степени решены. При этом в практике проектирования и научных исследований сложилось деление деформаций грунтов на 3 основных диапазона: большие – превышающие 0,1%, малые – охватывающие диапазон от 0,001 до 0,1% и сверхмалые – десятитысячные доли процента, где жесткость грунта полагается максимальной и практически постоянной.
Для изучения жесткости грунтов в лабораторных условиях при малых и сверхмалых деформациях стали применяться динамические методы – резонансная колонка и акустические измерения на образцах с помощью миниатюрных изгибных пьезоэлектрических датчиков.
В связи с необходимостью измерения деформаций образцов на уровне 10-5 возникли и новые требования к разрешению и точности измерительной аппаратуры. В результате появились датчики для локального измерения перемещений и порового давления, устанавливающиеся непосредственно на «теле» образца в его центральной части.
Наконец, появились пока еще немногочисленные расчетные модели грунтов, учитывающие нелинейное увеличение их жесткости в области малых деформаций, которые можно разделить на 3 основные группы.
1. Пара-упругие модели с нелинейной связью между напряжениями и деформациями включают, прежде всего, модели, предложенные в рамках динамики грунтов и затем адаптированные и для решения задач статического нагружения.
2. Общая идея упругопластических моделей с кинематическим нарастанием жесткости по множественным поверхностям текучести для грунтов заключается в существовании подобных друг другу и выходящих из одной точки поверхностей текучести, на которых происходит кинематическое нарастание жесткости материала.
3. Среди прочих концепций можно назвать модель Симпсона и модель межзерновых деформаций, которые являются полезной абстракцией при описании механического поведения грунтов при малых деформациях, но по разным причинам малопригодны для практического использования.
Дополнительная модель для малых деформаций
Значительным достижением на пути развития корректных и практически реализуемых моделей стала сформулированная Т. Бенцем так называемая дополнительная модель для малых деформаций (Small strain overlay model). Эта модель сделана в рамках параупругого подхода, но может работать и в комбинации с упругопластическими решениями: при переходе от больших к малым амплитудам деформаций модель соответствующим образом учитывает повышение жесткости материала, тогда как при работе в области больших деформаций она «выключена».
Мерой истории деформирования грунта на предшествующих стадиях нагружения в модели выступает соответствующая амплитуда сдвиговой деформации γ Hist. Жесткость грунта характеризуется двумя независимыми упругими модулями, а ее изменение при девиаторном деформировании описывается моделью Хардина-Дреневича в модификации Сантоса и Корреи. Здесь G – текущее значение секущего модуля сдвига, G0 – начальное значение модуля сдвига при сверхмалых деформациях. За пороговую принимается сдвиговая деформация γ0.7 , при которой модуль сдвига снижается до 70% его начальной величины G0. Эти характеристики грунта и являются необходимыми экспериментально определяемыми параметрами грунта в дополнительной модели Т. Бенца.
Формулировка этой нелинейно-упругой модели допускает ее сочетание с другими решениями в области упруго-пластического подхода, что позволило Т. Бенцу сделать следующий очень важный шаг – он совместил ее с широко использующейся моделью грунта с нарастающей жесткостью (HS), базирующуюся на уравнениях состояния, параметры которой определяются в стандартных трехосных и компрессионных испытаниях. В результате он получил новую упруго-пластическую модель HSSmall (или HSS), которая способна учитывать повышенную жесткость грунтов при малых деформациях.
Успех практического использования модели HSS связан с ее реализацией в среде PLAXIS, начиная с версии 8.3. Дополнительным преимуществом этой модели является слабая зависимость результата от заданных размеров зоны влияния сооружения, например, мощности сжимаемой толщи: высокая жесткость даже относительно крупных удаленных ячеек конечно-элементной среды делает деформации в них ничтожно малыми, естественным образом ограничивая деформирующуюся часть массива.
Модель обладает и своими недостатками, которые следует принимать во внимание:
1. Модель не учитывает зависимости деформируемости грунта от коэффициента пористости и, следовательно, непригодна для моделирования поведения грунта при разной пористости с единым набором входных параметров.
2. Так же как модель HS, она недооценивает роль кинематического упрочнения грунта на стадии разгрузки, но завышает его жесткость при изотропном нагружении, что является следствием допущения о бесконечно большой жесткости структурных элементов грунта. Поэтому она непригодна и для моделирования поведения грунта при циклическом нагружении.
3. Пороговая деформация γ0.7 полагается независящей от среднего эффективного напряжения, что не доказано экспериментально.
4. Коэффициент Пуассона принимается постоянным и равным его величине на ветви разгрузки-повторного нагружения ν ur.
И все же выполненные разными исследователями расчеты по модели HSS дают гораздо лучшее совпадение с реально наблюдаемыми осадками высотных сооружений, подъемом дна глубоких котлованов, шириной зоны осадок над тоннелями, смещениями на границах подпорных сооружений, шлюзов и других ответственных сооружений.
Принципы работы модели
Данная модель работает в соответствии с гиперболическим снижением модуля сдвига с ростом деформации по зависимости Хардина-Дреневича вплоть до той деформации γс , при которой касательный модуль сдвига грунта становится равным его значению по ветви разгрузки-повторного нагружения Gur для больших деформаций. А он, в свою очередь, рассчитывается из экспериментально определенного одометрического модуля E ur при постоянном коэффициенте Пуассона νur . Далее используются основные уравнения состояния модели HS с учетом истории предшествующего деформирования грунта.
Поэтому набор необходимых для численного расчета параметров представляет собой сочетание параметров модели грунта с нарастающей жесткостью (HS) и дополнительной модели Бенца для малых деформаций.
Каким же образом могут быть определены эти параметры дополнительной модели – G 0 и γ0.7 ?
Есть четыре варианта, которые в порядке предпочтительности и надежности можно расположить следующим образом:
1. Прямое экспериментальное определение.
2. Косвенное экспериментальное определение по данным полевых сейсмоакустических исследований.
3. Расчет по корреляционным зависимостям.
4. Использование опубликованных другими авторами данных для тех же или сходных грунтов.
Среди современных методов лабораторных исследований адекватными средствами для измерения параметров жесткости грунта при малых деформациях обладают метод малоамплитудных динамических испытаний на резонансной колонке и метод трехосного сжатия в комбинации с акустическими измерениями миниатюрными изгибными элементами и локальным измерением деформаций образцов.
При этом следует иметь в виду, что акустические измерения в отдельности позволяют получить только G0, а прямое определение пороговой деформации предполагает высокоточное измерение перемещений отдельных точек образца.
Если посмотреть некоторые примеры оценки параметров модели для глинистых грунтов природного сложения методом резонансной колонки, видно, что во многих случаях при наименьших регистрируемых деформациях на уровне 10 -5 на кривых снижения жесткости проявляется начальная «полочка», отождествляемая с начальным значением G0. Однако это наблюдается не всегда, т.к. иногда не удается получить отчетливый резонансный пик при таких малых деформациях, что делает интерпретацию данных неоднозначной. Обычно пороговое значение деформации сдвига γ0.7 имеет порядок 10 -4 , но в некоторых случаях наблюдается ее ощутимое увеличение с ростом нормальных напряжений, что противоречит принятому в модели HSS допущению о постоянстве этого параметра. Аналогичная ситуация может наблюдаться и в песчаных грунтах.
При параллельном использовании акустических измерений и других видов лабораторных испытаний жесткость грунта, рассчитанная по скоростям поперечных волн, всегда оказывается выше ее максимального значения, полученного на основе прямых измерений деформаций. Это связано не только с меньшим уровнем деформаций при акустических исследованиях, но и с различиями физических основ используемых измерений. При испытаниях на резонансной колонке и при использовании любых локальных датчиков, перемещения отдельных частей образца относительно других измеряются непосредственно, тогда как макисмальная скорость распространения соответствует волне, передающейся через наиболее жесткие контакты в скелете грунта. На это указывает и отсутствие значимых изменений в скоростях поперечных волн в условиях трехосного сжатия даже при больших осевых деформациях. В результате возможны две ситуации.
В некоторых случаях расчет снижения жесткости по ее максимальному значению, принятому по результатам акустических измерений, позволяет получить очень хорошее совпадение с другим типом эксперимента, а значит и адекватно моделировать поведение грунта при малых деформациях. В других случаях, когда разница в значениях G 0 по данным разных измерений слишком велика, определение пороговой деформации затруднено. Тогда моделирование деградации жесткости может вестись только подбором и, задавая разные уровни γ0.7 , удается получить совпадение с экспериментом только для какого-то определенного уровня деформации, что заметно снизит качество моделирования. Напротив, приняв за G 0 максимальное значение по данным испытаний на резонансной колонке, удается однозначно определить пороговую деформацию и провести корректный расчет жесткости во всем диапазоне малых деформаций, не выходя в область сверхмалых значений. Такой подход лучше соответствует задаче определения адекватных параметров модели HSS.
Обратимся теперь к возможностям испытаний в условиях трехосного сжатия. На слайде представлен результат стандартного испытания с постоянной скоростью деформации и одним циклом разгрузки на уровне осевой деформации 2% без использования локальных измерений деформации. Статический модуль упругости по ветви разгрузки составляет 54.3 МПа и почти на порядок превышает секущий модуль E50. Начальный – условно «линейный» — участок очень мал: увеличение зоны внутри овала показывает, что первый видимый на этом графике перегиб соответствует осевой деформации на уровне 3*10 -4 , а начальный – условно «линейный» – участок дает значение секущего модуля E 0 =54.3 МПа, равного модулю упругости. При этом для того же грунта G 0 составил 87 МПа и 144 МПа по данным испытаний на резонансной колонке и акустических измерений, соответственно.
Причина расхождений конечно же в выраженной нелинейности изменения жесткости грунта на начальных этапах – на том участке, на котором при «внешнем» измерении деформации нелинейность вообще не читается из-за больших погрешностей, но отчетливо видна при использовании средств локальных измерений деформаций.
На начальных (до уровня деформаций 5*10 -4 ) диаграммах трехосного сжатия с измерением осевых и радиальных деформаций локальными датчиками на основе эффекта Холла для двух глинистых грунтов отчетливо видна нелинейность этих графиков, в результате которой значения начального секущего модуля E0, рассчитанного в диапазоне до 1*10 -4 и до 5*10 -4 , существенно различаются. И эти различия станут еще более значительными при переходе в расчетах от секущих модулей к касательным, как это происходит в модели.
Еще один очень важный аспект правильной оценки параметров модели HSS связан с учетом реальной структуры природного грунта, поскольку среди всех перечисленных выше факторов, важнейшим является тип структурных связей. Весьма показательно сопоставление жесткости для двух глинистых грунтов, приведенное в таблице: близость таких характеристик этих грунтов как коэффициент пористости, плотность, влажность на пределе текучести при использовании известных корреляционных соотношений, очевидно, даст и практически одинаковые значения начального модуля деформации. Но это совсем не так. Причина же различий жесткости приведенных грунтов заключается в различиях преимущественно коагуляционной структуры четвертичного суглинка и смешанной, переходно-конденсационной, структуры вендской глины.
Еще один методический аспект заключается в переходе от начального модуля Юнга E 0 , который определяется в условиях трехосного сжатия, к начальному модулю сдвига G 0 , который заложен в модели HSS. Тогда как сдвиговые деформации определяются непосредственно при раздельном измерении осевых и радиальных деформаций, то модуль сдвига рассчитывается из модуля линейной деформации через коэффициент Пуассона, который полагается постоянным в диапазоне малых деформаций. Это, однако, не всегда согласуется с экспериментальными данными, что, вероятно, требует учета при назначении параметров модели по данным эксперимента, поскольку постоянство коэффициента Пуассона заложено в уравнения состояния грунта модели HSS.
Подводя итог вышесказанному, можно сделать несколько выводов.
Экспериментальные данные показывают, что нелинейность параметров жесткости проявляется в дисперсных грунтах уже в диапазоне деформаций 10 -6 ÷ 10 -5 , поскольку начальное значение модуля сдвига, определенное акустическим методом, всегда выше, чем с помощью любых других средств высокоточных измерений.
Для измерения параметров жесткости грунта при малых деформациях могут использоваться метод резонансной колонки и метод трехосного сжатия в комбинации с акустическими измерениями миниатюрными изгибными элементами и локальным измерением деформаций образцов. Они могут давать несовпадающие значения G 0 и γ0.7 для одного и того же грунта, что связано с различиями физических основ используемых в них измерений. Наилучшими данными для модели в каждом конкретном случае следует считать те, которые дают более точное соответствие расчетной жесткости с измеренными значениями.
Пороговая деформация γ0.7 в большинстве случаев оказывается в диапазоне (2 ÷ 7)·10 -4 , при этом ее независимость от величины нормальных напряжений не всегда подтверждается экспериментально, что может влиять на расчетную жесткость.
Постулируемое в модели HSS постоянство коэффициента Пуассона в диапазоне малых деформаций – экспериментально не подтверждающееся допущение. Это может быть одной из причин несовпадения параметров модели по данным разных типов испытаний.
Расчет параметров модели HSS на основе корреляционных зависимостей следует применять с большой осторожностью, поскольку они не учитывают тип структуры грунта, что имеет определяющее значение для его жесткости.
Журнал остается бесплатным и продолжает развиваться.
Нам очень нужна поддержка читателей.
Поддержите нас один раз за год
Поддерживайте нас каждый месяц
Определение модуля деформации.
Уравнение относительной деформации в приращениях будет иметь вид:
Имея в виду, что а получим:
Таким образом, модуль деформации грунта, определяемый по результатам компрессионных испытаний в некотором интервале изменения напряжений, непосредственно связан с изменением его коэффициента пористости. Коэффициент сжимаемости или относительный коэффициент сжимаемости, могут быть определены в соответствии с построениями на рис. 2.2. Для определения коэффициента β необходимо знать величины v или ξ в этом же интервале изменения напряжений. При отсутствии этих данных коэффициент β допускается принимать равным: для пылеватых и мелких песков — 0,8; супесей — 0,7; суглинков — 0,5; глин — 0,4.
Модуль деформации грунта является важным показателем его деформационных свойств, характеризующим уплотняемость грунта при нагружении. Он попользуется при расчете осадок сооружений на грунтовых основаниях. При необходимости определения восстановления деформаций в результате разгрузки грунта используется модуль упругости, определяемый по значениям коэффициента разуплотнения или относительного коэффициента разуплотнения грунта.
Определение модуля объемной деформации и модуля сдвига.
Изложенное выше показывает, что для описания процесса деформирования грунта с использованием модели линейно деформируемой среды достаточно знать две деформационные характеристики: модуль деформации и коэффициент Пуассона, которые могут быть вычислены по результатам экспериментальных исследований. Эти характеристики обычно применяются при решении одномерной задачи компрессионного уплотнения. В общем случае при решении плоской и пространственной задач бывает удобно любую деформацию грунта представить в виде суммы объемных деформаций и деформаций сдвига. При этом используются деформационные характеристики грунта: модуль объемной деформации К и модуль сдвига G, которые могут быть определены следующим образом.
Преобразуем правую часть уравнений обобщенного закона Гука:
Здесь первые члены правой части уравнений характеризуют деформации сдвига (формоизменения грунта), а вторые — объемные деформации. Если определить из этих выражений значение объемных деформаций εv=εx+εy+εz, то сумма первых членов правых частей будет равна нулю, т. е. при действии только нормальных напряжений деформации формоизменения отсутствуют. Тогда уравнения можно записать в виде
Отсюда легко выразить коэффициент Пуассона:
Таким образом, зная из опыта любую пару деформационных характеристик грунта можно определить остальные характеристики.
Водопроницаемость грунтов
Ранее было отмечено, что Уплотнение грунта, в том числе водонасыщенного, происходит путем уменьшения его пористости и, следовательно, влажности. Значит, во время уплотнения грунта выдавливается вода. Эта вода должна пройти некоторый путь в толще грунта, т.е. профильтроваться через грунт. Скорость процесса уплотнения, будет зависеть от скорости отжатия воды из пор. Кроме того, строителей часто интересуют и другие вопросы, связанные с фильтрацией воды через грунт (приток воды в котлован, размеры воронки депрессии поверхности грунтовых вод и т. п.). Для решения этих вопросов необходимо знать законы фильтрации воды в грунте.
Определение модулей деформации при трехосном сжатии
ООО НПП «ГЕОТЕК» | Производство автоматизированных приборов и комплексов для испытаний дисперсных и скальных грунтов с целью определения их механических свойств Генеральный спонсор «ГеоИнфо» info@npp-geotek.ru
Испытания осесимметричного трехосного сжатия являются одним из наиболее универсальных методов определения параметров деформируемости — а для образцов с глубин более 30-40 м фактически единственным. Тем не менее, определение модуля общей деформации по-прежнему вызывает многочисленные вопросы у практикующих специалистов. В статье рассматривается определение модулей деформации в стабилометрах.
Одной из основных задач механики грунтов является определение перемещений в основаниях различных сооружений. Расчетом абсолютных перемещений (осадки, горизонтального смещения), а также относительных перемещений (разности осадок, крена) определяют возможность нормальной эксплуатации сооружения. Такие расчеты требуют выбора некоторой механической модели деформирования – закономерности развития деформаций в зависимости от изменения напряжений.
Деформируемость грунтов является комплексным явлением, что обусловлено их многофазностью: твердые частицы образуют пространственную структуру – скелет, поры которого заполнены жидкостью или газом. При уплотнении происходит уменьшение объема пор, сокращается расстояние между частицами, увеличивается плотность их упаковки. На данном этапе наблюдаются исключительно объемные деформации. Дальнейшее уплотнение грунта невозможно без взаимного смещения частиц, при котором более мелкие частицы занимают более крупные поры. При этом развиваются сдвиговые деформации, приводящие к уменьшению объема. Это явление характерно исключительно для дисперсных сред. На последнем этапе уплотнение происходит за счет сжатия самих частиц, однако при строительных уровнях напряжений это наблюдается редко, а величина деформаций настолько мала, что ею можно пренебречь.
Абсолютное большинство моделей деформирования в механике грунтов являются феноменологическими, то есть описывают реакцию среды на воздействие на основании экспериментальных наблюдений, не рассматривая внутренних механизмов взаимодействия различных фаз. Как известно, простейшей из таких моделей является модель линейного деформирования Р. Гука (1660). Приращения напряжений и деформаций в сплошной изотропной деформируемой среде связаны между собой линейной зависимостью. Коэффициент пропорциональности этой зависимости называется модулем упругости и обозначается Е :
В случае трехосного НДС необходимо учитывать также влияние напряжений и деформаций в направлениях, перпендикулярных рассматриваемому. В этом случае вводится величина μ , называемая коэффициентом Пуассона и определяющая способность материала к поперечным деформациям. С использованием этих двух величин могут быть записаны физические уравнения, связывающие между собой компоненты напряжений и деформаций – закон Гука в общем виде:
К моменту начала развития расчетов осадок оснований на базе модели линейного деформирования уже был создан развитый математический аппарат теории упругости. Это предопределило его применение для описания поведения грунта при деформировании, но, в свою очередь, потребовало введения понятий элементарного представительного объема грунта и предположения об изотропности свойств, о которых можно подробнее узнать из любого учебного пособия.
Кроме того, в грунтах преобладают пластические деформации, их достоверная оценка выходит на первый план по сравнению с конструкционными материалами искусственного происхождения. Количественная оценка величины пластических деформаций аналитическими методами представляет достаточно сложную задачу, чаще для этой цели пользуются численными методами решения. В действующих нормативно-технических документах вместо этого предлагается ограничение предельно допустимой нагрузки на основание такой величиной давления, до достижения которого можно пренебречь нелинейностью деформирования – расчетным сопротивлением R . Такое упрощение позволяет использовать при расчете оснований теорию линейно-деформируемого пространства.
В связи с тем, что развитие деформаций в грунте чаще происходит по нелинейному закону, а пластические деформации начинают развиваться практически сразу, модуль E некорректно называть модулем упругости. В механике грунтов пользуются термином «модуль общей деформации», или «модуль линейной деформации», обозначаемым E0 и подразумевающим, что учитываются и упругие, и пластические деформации грунта, но предполагается линейный закон деформирования. Аналогично и коэффициент Пуассона μ заменяется коэффициентом относительного поперечного расширения ν . Это позволяет избежать терминологической путаницы между параметрами грунта как линейно-деформируемого тела и параметрами упругости, которые могут быть определены для некоторых разновидностей грунтов, например, геофизическими методами.
Необходимо помнить, что ни один механический параметр нельзя определять в отрыве от выбранной механической модели грунта. Так, например, модуль общей деформации устанавливает линейную зависимость между напряжениями и деформациями, которая в реальных грунтах может не наблюдаться. Модуль деформации не является параметром грунта – это параметр механической модели, описывающей поведение грунта в конкретном диапазоне напряжений.
Остаточные деформации при разгрузке составляют значительную часть от общей деформации. СП 22.13330.2016 предписывает учитывать это обстоятельство при глубинах котлована более 5 м. Для таких случаев определяются параметры деформируемости по ветви разгрузки и повторного нагружения – модуль в этом случае обозначается Eur .
Модуль общей деформации Е0 определяется по результатам трехосных испытаний в консолидированно-дренированном режиме в полном соответствии с законом Гука для осесимметричного напряженного состояния:
Но в связи с тем, что определение выполняется на этапе девиаторного нагружения при постоянном давлении в камере, Δσ3 = 0, формула сводится к более простому виду, представленному в ГОСТ:
Из вышесказанного следует, что использование других траекторий нагружения ( Δσ3 ≠ 0) требует соответствующих изменений формулы для расчета модуля деформации.
Основные сложности традиционно вызывает выбор диапазона напряжений для определения модуля деформации. Формально модуль деформации может быть определен в любой момент испытания, если этого требует техническое задание. ГОСТ 12248-2010 при этом никаких рекомендаций не содержит, в нем приводится только пример графического построения (см. рис. И.2 ГОСТ 12248-2010). Из данного рисунка большинством специалистов делается вывод о том, что модуль деформации определяется на «некотором линейном участке». Это принципиально неверно, а причина заблуждения кроется в неудачном оформлении графиков ГОСТ.
Рис. 1. Определение модуля деформации согласно ГОСТ 26518-85 и ГОСТ 12248-2010
Впервые рекомендации по определению модуля деформации в ходе трехосных испытаний были приведены в ГОСТ 26518-85. График строился в координатах «полные вертикальные напряжения σ1 – относительные деформации ε1 », и был аппроксимирован двумя прямыми отрезками. Примечательно, что началом графика является нулевое значение относительных деформаций, но не нулевое значение напряжений – то есть к образцу уже приложено некоторое напряженное состояние, а вызванные деформации обнулены. Это полностью соответствует тексту ГОСТ 12248-2010, предполагающему, что относительные деформации рассчитываются от высоты образца после завершения консолидации.
В последующих редакциях ГОСТ (после объединения он получил номер 12248) та же иллюстрация была приведена уже с ошибкой: график начинается из начала координат, что противоречит тексту документа. В результате положение отрезка линейной аппроксимации никак не регламентировано, «повисает в воздухе», и модуль деформации по результатам трехосных испытаний может быть определен, фактически, как угодно – на усмотрение сотрудника лаборатории.
В готовящейся актуализированной редакции ГОСТ 12248.3 этот недостаток устранен. Первой точкой диапазона определения модуля деформации следует принять точку начала девиаторного нагружения (моделирующего дополнительную нагрузку от сооружения) – то есть начальное напряженное состояние в массиве. При девиаторном нагружении в образце преобладают деформации сдвига, что делает бессмысленным поиск каких-либо «условно-линейных» отрезков на зависимости. Вместо этого следует задаться некоторой фиксированной точкой по напряжениям или деформациям. Для деформаций это могла бы быть величина, примерно соответствующая диапазону работы реальных оснований (2-4%). Но в практических целях было принято решение использовать фиксированную точку по напряжениям, соответствующую 60% от бытовых вертикальных напряжений. Такой подход не только формализует процедуру определения модуля деформации, но и упрощает сопоставление результатов, полученных различными лабораториями в кинематическом или статическом режимах нагружения.
В результате построение для определения модуля деформации в готовящейся редакции ГОСТ 12248.3 представлено в следующем виде:
Рис. 2. Определение модуля общей деформации и модуля деформации разгрузки согласно проекту ГОСТ 12248.3
При изотропной консолидации девиатор в начале опыта отсутствует, и qzg = 0. Вторая точка диапазона qB на 60% больше бытового вертикального давления; данная величина принята для удобства сопоставления испытаний с кинематическим и ступенчатым приложением нагрузки. Разгрузка выполняется до величины девиатора 10 кПа, чтобы при использовании более распространенной камеры типа А сохранялся контакт штока и штампа. При анизотропной консолидации девиатор в начале опыта не равен 0, но диапазон определения модуля все равно на 60% больше бытового вертикального давления. Разгрузка в этом случае выполняется до величины девиатора также 10 кПа, то есть уходит ниже точки бытового напряженного состояния в предположении, что это больше соответствует диапазону изменения напряжений в основании.
Модуль разгрузки и повторного нагружения E ur определяется аналогично, но на ветви разгрузки. При этом, как и в случае первичного нагружения, разгрузку следует выполнять либо ступенями с выдержкой до стабилизации, либо кинематически, но с той же скоростью, что при первичном нагружении. В противном случае возможно опасное завышение модуля разгрузки, так как процесс упругой разгрузки скелета требует увеличения объема пор и подчиняется законами фильтрационной консолидации (всасывание жидкости происходит во времени).
В расчетах в целях упрощения предполагается, что при повторном нагружении модуль будет таким же вплоть до выхода на ветвь первичного нагружения, однако опытами это не подтверждается. Экспериментально доказано, что величина модуля разгрузки непостоянна, и зависит от степени приближения к предельному сопротивлению сдвигу – тем не менее, в аналитических и численных расчетах это обстоятельство не учитывается.
В последнее время поднимается вопрос о необходимости введения дополнительных коэффициентов корреляции между значениями модулей деформации, определенными в ходе трехосных и штамповых испытаний. Действительно, с теоретической точки зрения при девиаторном нагружении в стабилометре преобладают деформации сдвига, а уплотнение грунта под штампом (или реальным фундаментом) происходит в первую очередь за счет изменения объема пор. Тем не менее, нельзя отрицать, что в ходе нагружения основания штампом в основании практически сразу возникают касательные напряжения, приводящие к сдвиговой деформации. В приборе трехосного сжатия на начальном этапе нагружения (где обычно и определяется модуль деформации) имеет место объемное сжатие образца, что подтверждается экспериментально. Таким образом, в рамках принятой теории линейного деформирования расхождение между значениями модуля, полученными этими двумя методами, скорее вызвано ошибками при выборе диапазона определения, а не различием механизмов деформирования.
Для определения модуля деформации в условиях трехосного сжатия ООО НПП «Геотек» предлагает в составе комплексов АСИС серию как стандартных, так и специализированных установок (стабилометров). Установки могут быть оснащены камерами объемного (тип «А») и радиального (тип «Б») сжатия для создания трехосного напряженного состояния, а также необходимым оборудованием для создания вертикального силового воздействия, управления камерным и противодавлением. Испытания проводятся в автоматизированном режиме с контролем всех параметров испытания в режиме реального времени.
Более подробную техническую информацию можно получить у специалистов компании или на сайте www.npp-geotek.ru
Список литературы
ГОСТ 12248-2010. Грунты. Методы лабораторного определения характеристик прочности и деформируемости.
ГОСТ 26518-85. Грунты. Метод лабораторного определения характеристик прочности и деформируемости при трехосном сжатии.
ISO 17892-9:2018. Geotechnical investigation and testing — Laboratory testing of soil — Part 9: Consolidated triaxial compression tests on water saturated soils.
Бершов А.В., Мирный А.Ю., Усов А.Н. Определение модуля деформации разгрузки в дисперсных грунтах и его учет при проектировании.
Болдырев Г.Г. Методы определения механических свойств грунтов с комментариями к ГОСТ 12248-2010. М.: Прондо, 2014.
Мирный А.Ю. Аналитическое сопоставление методов прямого определения параметров деформируемости грунта. Геотехника, № 1, 2018.
Ухов С.Б. и др. Механика грунтов, основания и фундаменты. М.: АСВ, 2005
Журнал остается бесплатным и продолжает развиваться.
Нам очень нужна поддержка читателей.
Поддержите нас один раз за год
Поддерживайте нас каждый месяц