Слабые водонасыщенные глинистые грунты как основания сооружений - Абелев М.Ю.

Author: Абелев М.Ю.

Tags: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительное проектирование проектирование фундаментов механика грунтов грунты

Year: 1973

Similar

Строительство промышленных и гражданских сооружений на слабых водонасыщенных грунтах

Механика грунтов, основания и земляные сооружения

Механика грунтов, основания и фундаменты

Механика грунтов. Основания и фундаменты (в вопросах и ответах)

Text

СЛАБЫЕ
ВОДОНАСЫЩЕННЫЕ
ГЛИНИСТЫЕ ГРУНТЫ
КАК ОСНОВАНИЯ
М.Ю. Абелев СООРУЖЕНИЙ
N\. Ю. АБЕЛЕВ, доц. канд. техн, наук
СЛАБЫЕ ВОДОНАСЫЩЕННЫЕ
ГЛИНИСТЫЕ ГРУНТЫ
КАК ОСНОВАНИЯ СООРУЖЕНИЙ
/ МЕЖДУНАРОДНЫЙ \
I---(-КОНГРЕСС--1---
\ ПО МЕХАНИКЕ ГРУНТОВ J
И ФУНДАМЕНТОСТРОЕНМЮ
МОСКВА, СТРОЙИЗДАТ - 1973
УДК 624.15 : 624.131.22
Научный редактор — инж. Н. М. Борщевская
Абелев М. Ю. Слабые водонасыщенные глинистые грунты
как основания сооружений. М., Стройиздат, 1973, 288 с.
В книге рассмотрены свойства слабых водонасыщенных грунтов
и методы их определения. Приводятся различные методы строитель-
ства на слабых водонасыщенных глинистых грунтах. Описаны су-
ществующие теории уплотнения слабых водонасыщенных глин, мето-
ды ускорения уплотнения грунтов вертикальными песчаными и кар-
тонными дренами и рассмотрены методы проектирования оснований
сооружений с вертикальными дренами по предельным состояниям.
Приведены технологические схемы устройства вертикальных песча-
ных дрен и дренажных прорезей и примеры применения вертикально-
го дренирования при строительстве различных сооружений на слабых
водонасыщенных грунтах.
Книга предназначена для научных и инженерно-технических ра-
ботников научно-исследовательских, проектных и строительных орга-
низаций, работающих в области фундаментостроения.
Табл. 21, рис. 93, список лит.: 62 назв.
© Стройиздат, 1973
л ^ц Ю1_п
047(01)—73
Введение
Слабыми водонасыщенными глинистыми грунтами на-
зываются грунты со степенью влажности больше 0,8 и
модулем общей деформации меньше 50 кгс!см2 в диапа-
зонах давлений до 3 кгс!см2. К таким грунтам относятся
ленточные глины, морские и пресноводные илы, водона-
сыщенные лёссовые и лёссовидные грунты и другие типы
глинистых грунтов, имеющие текучую и пластичную кон-
систенцию.
Слабые водонасыщенные глинистые и заторфованные
грунты широко распространены на территории СССР и
многих других стран (США, Китай, Индия, Ирак и др.).
Строителям часто приходится использовать такие грунты
в качестве оснований промышленных, гражданских, гид-
ротехнических и транспортных сооружений. В связи с
развитием ирригации в СССР большие массивы мало-
влажных грунтов стали водонасыщенными (например, в
Узбекской, Таджикской, Казахской, Украинской союз-
ных республиках). Часто из-за необходимости использо-
вания для технологических нужд большого количества
воды промышленные сооружения располагают в доли-
нах рек и по побережью озер и морей. В основании та-
ких сооружений в подавляющем большинстве залегают
слабые водонасыщенные грунты.
Особенно большой размах приобрело строительство
на слабых водонасыщенных грунтах в связи с запреще-
нием возведения сооружений на пахотных землях. По-
этому в наши дни строители часто используют под объек-
ты площадки, которые еще 10—15 лет тому назад приз-
навались геологами непригодными для возведения
Сооружений.
Свойства слабых водонасыщенных глинистых грунтов
Исследовались в СССР начиная с 30-х годов. Большие ра-
боты по исследованию илов были проведены в НИИОСПе
!•
3
(бывш. ВИОС, НИИ-100) чл.-корр. АН СССР Н. М. Гер-
севановым [15], проф. Ю. М. Абелевым [7] и В. Г. Бу-
лычевым [38], Д. Е. Польшиным, Г. В. Сорокиной [48],
Е. В. Светинским [45] и др. Слабые водонасыщенные
грунты исследовали чл.-корр. АН СССР Н. А. Цытович
[53], проф. Н. Н. Маслов [32, 33] и М. Н. Гольдштейн
[16, 17], чл.-корр. АН СССР В. А. Флорин [52], В. П. Си-
пидин [46] и многие другие.
В последние годы свойства слабых водонасыщенных
глинистых грунтов изучались во ВНИИГе, в ПНИИСе,
ЦНИИСе, Союзморниипроекте, Фундаментпроекте и в
ряде других научно-исследовательских и проектных ин-
ститутов. Большие научно-исследовательские работы по
изучению слабых глинистых грунтов и разработке мето-
дов строительства на слабых глинистых грунтах были
проведены на кафедрах «Основания и фундаменты»
МИСИ им. В. В. Куйбышева, ЛИСИ Днепропетровского
института инженеров железнодорожного транспорта,
Одесского инженерно-строительного института и в дру-
гих вузах. Свойствам слабых водонасыщенных глинис-
тых грунтов и проблемам использования этих грунтов
в качестве оснований в настоящее время посвящены мно-
гие работы Гидропроекта. Необходимо также отметить
работы А. А. Ничипоровича [22. 23], Н. Н. Веригина [22,
23]. С. А. Роза [41, 42], П. Д. Евдокимова [22, 23],
Я. Л. Когана [26], В. М. Павилонского [37], С. С. Буш-
канец [13] и др.
Вопросам исследования слабых водонасыщенных гли-
нистых грунтов и их 'использования в качестве основа-
ний сооружений был посвящен ряд докладов на между-
народных конгрессах по механике грунтов и фундаменто-
строению (1957, 1961, 1965, 1968 и 1969 гг). и ряд всесо-
юзных совещаний (1939, 1956, 1965 и 1971 гг.). Решению
вопросов, связанных с исследованием слабых водонасы-
щенных грунтов, проектированием различных сооруже-
ний на них и методами строительства (с учетом извест-
ных аварий сооружений на слабых водонасыщенных
грунтах), были посвящены всесоюзные совещания в Тал-
лине (1965 г.) и Риге (1971 г.) [47, 49].
Трудность использования слабых водонасыщенных
глинистых грунтов в качестве оснований гражданских,
промышленных, гидротехнических, транспортных и дру-
гих сооружений определяется следующим:
1. Сооружения, возведенные на слабых водонасыщен-
4
ных глинистых грунтах с модулем общей деформации
меньше 50 kzcJcm2, испытывают большие осадки, обуслов-
ленные высокой сжимаемостью грунтов. Известны, на-
пример, сооружения, построенные на толщах водонасы-
щенных глинистых грунтов в XVII—XVIII вв., осадка ко-
торых достигла 1,5—2 м (церкви в Москве и Боровске, в
районе Архангельска, в Прибалтике и т. п.).
2. Сильносжимаемые водонасыщенные глинистые
грунты имеют малую прочность — угол их внутреннего
трения обычно равен 5—12°, а сцепление 0,1—0,3 кгс{см2
(при испытании грунтов по методике быстрого сдвига).
Поэтому обеспечить устойчивость фундаментов и отдель-
ных сооружений, возведенных на толще таких грунтов,
очень сложно. Особенно трудно обеспечить устойчивость
сооружений с эксцентричным приложением нагрузки к
фундаментам и при действии горизонтальных сил (напри-
мер, при строительстве дымовых труб, химических ко-
лонн, опор линий высоких передач и других сооружений,
у которых центр тяжести расположен высоко). Большие
сложности возникают и при устройстве на слабых водо-
насыщенных глинистых грунтах дамб и земляных плотин,
так как обеспечить устойчивость самих сооружений и их
откосов в этих случаях очень трудно.
3. Осадка сооружений, расположенных на слабых во-
донасыщенных глинистых грунтах, происходит в течение
длительного времени. Это объясняется тем, что уплотне-
ние водонасыщенных грунтов в основном определяется
процессами отжатия воды, заполняющей поры грунта, к
дренажным поверхностям. Так как коэффициент фильт-
рации глинистых грунтов очень мал (10-6—10-9 см{сек)у
то процесс уплотнения происходит в течение длительного
времени, особенно, когда основания сложены большими
толщами водонасыщснпых глинистых грунтов. В процес-
се уплотнения (консолидации) сжимаемость грунта
уменьшается (по сравнению с его сжимаемостью до уп-
лотнения), а прочность (сопротивление сдвигу) увеличи-
вается. Таким образом, низкая водопроницаемость и мед-
ленное отжатие поровой воды в процессе уплотнения
слабых водонасыщенных грунтов существенно определя-
ют медленное нарастание прочности и модуля общей де-
формации грунтов. \
Следует отметить, что целостность и эксплуатацион-
ная пригодность сооружений зависят не только от вели-
чины осадок, но и от скорости проявления этих осадок во
Б
времени. Наблюдения показывают, что сооружения, у ко-
торых осадки фундаментов происходили в течение дли-
тельного времени, обычно не дают трещин. В них наблю-
даются изгибы кирпичной кладки, прогибы металличес-
ких конструкций, нарушение горизонтальности отдель-
ных бревен в деревянных конструкциях и т. п. При мед-
ленном развитии осадок пластические деформации кон-
струкции наблюдаются лишь в тех случаях, когда ско-
рость развития пластических деформаций конструкций
надфундаментной части сооружения больше, чем ско-
рость развития деформаций в основании. Трещины же
возникают в тех случаях, когда скорость протекания оса-
док фундаментов значительно превышает скорость раз-
вития пластических деформаций конструкций.
До последнего времени для расчетов времени осадок
сооружений, построенных на водонасыщенных грунтах,
использовалась теория фильтрационной консолидации,
разработанная К. Терцаги [51]. Эта теория предполага-
ет, что грунты имеют нарушенную структуру, все поры в
них заполнены водой, поровая вода несжимаема и фильт-
рация при отжатии поровой воды происходит в соответ-
ствии с законом Дарси.
Наблюдения за осадками существующих сооружений
и за развитием осадок во времени показали, что во мно-
гих случаях фактические осадки и скорости их протека-
ния значительно отличаются от расчетных данных, полу-
ченных по теории фильтрационной консолидации.
Исследования, проведенные в 1960 г. в МИСИ им.
В. В. Куйбышева (Н. А. Цытович [53], М. Ю. Абелев
[1, 2], 3. Г. Тер-Мартиросян) [55], МАДИ (Н. Н. Мас-
лов, Э. М. Добров) [33] и ВОДГЕО (В. М. Павилоиский)
[37], а также другими специалистами, позволили устано-
вить, что фильтрация в глинистых и заторфованных грун-
тах происходит с отклонением от закона Дарси, и выявить
явление «начального градиента напора». Эти исследова-
ния, кроме того, показали, что после приложения давле-
ния к водонасыщенным грунтам основания природной
структуры поровой водой воспринимается не вся нагруз-
ка (как предполагается по теории фильтрационной кон-
солидации), а только ее часть.
В настоящее время еще отсутствуют унифицирован-
ные методы определения характеристик сжимаемости,
прочности и водопроницаемости слабых водонасыщен-
ных грунтов, необходимые для расчетов и проектирова-
6
ния искусственных оснований, что мешает внедрению
разработанных расчетов в практику. Поэтому автор в
главе I приводит некоторые методики лабораторных оп-
ределений свойств слабых грунтов.
Современные методы проектирования сооружений
учитывают совместную работу сооружения и основания.
Многочисленные исследования показали, что деформа-
тивные и прочностные характеристики слабых водонасы-
щенных грунтов в значительной мере зависят от соору-
жения, возводимого па таких грунтах, поэтому автор
рассматривает различные методы получения характери-
стик прочности и деформируемости грунтов в зависимо-
сти от типов возводимых сооружений и методов расчета
оснований.
Как уже упоминалось, основные сложности, возника-
ющие при строительстве сооружений на слабых водона-
сыщенных глинистых грунтах, обусловлены медленным
отжатием поровой воды до дренажной поверхности. Вре-
мя отжатия воды (время консолидации) зависит от пути
фильтрации, который проходит отжимаемая вода до дре-
нажной поверхности. Чтобы уменьшить время уплотне-
ния и ускорить процессы консолидации слабых водона-
сыщенных грунтов, в основании на определенном рассто-
янии друг от друга устраивают вертикальные дрены из
песка или картона. При обжатии грунтов вода отжима-
ется из пор в дрену и поднимается по ней вверх, так как
коэффициент фильтрации материала дрены во много раз
больше коэффициента фильтрации окружающего грунта.
Над песчаными дренами устраивают горизонтальную
дренажную (обычно песчаную) подушку для отвода во-
ды из дрен. В результате за короткое время удается по-
лучить грунты с высокими прочностными и деформатив-
ными характеристиками. Этот метод впервые был успеш-
но использован в 1933 г. при строительстве ГЭС Свирь-3
(автор метода академик Г. О. Графтио), а в настоящее
время широко применяется в СССР и других странах
(США, Японии, Индии, ФРГ, Франции и др.) при строи-
тельстве транспортных сооружений, промышленных, гид-
ротехнических, сельскохозяйственных и гражданских
объектов.
Следует отметить, что вертикальные песчаные дрены
начинают «работать» только тогда, когда к поверхности
площадки, в основании которой устроены дрены, прикла-
дывается нагрузка. Нагрузка необходима для создания
7
iianopa, под действием которого поровая вода будет пе-
ремещаться до дренажной поверхности. В качестве на-
грузки наиболее часто применяют земляные насыпи вы-
сотой до 20 м. Однако в ряде случаев при возведении
таких пригрузочных насыпей грунты основания теряют
устойчивость, и поэтому высота пригрузочной насыпи
часто определяется прочностными характеристиками
грунтов основания. В связи с этим прнгрузочные насыпи
обычно возводят послойно, т. е. каждый последующий
слой укладывают после уплотнения и повышения проч-
ностных характеристик грунтов основания. Высота слоя
пригрузочной насыпи должна быть такой, чтобы основа-
ние не потеряло устойчивости.
Начиная с 1950 г. по предложению проф. Ю. М. Абе-
лева [6] для уплотнения слабых водонасыщенных гли-
нистых грунтов широко применяют песчаные сваи, пред-
ставляющие собой вертикальные песчаные дрены, вокруг
которых создаются зоны уплотнения.
Под действием напряжений, возникающих при изго-
товлении песчаных свай, на определенном расстоянии
вокруг песчаной сваи в поровой воде грунтов возникают
напоры, под действием которых поровая вода отжимает-
ся в тело песчаной сваи. При применении песчаных свай
не требуется устройства пригрузочной насыпи. Однако
в основании сооружений требуется в несколько раз боль-
шее количество песчаных свай, чем при устройстве на та-
кой же площади вертикальных песчаных дрен. Обычно
расстояние между центрами вертикальных песчаных дрен
принимается равным 2—6 м, а песчаных свай—0,8—1,5 м.
Опыт применения песчаных свай в СССР показал, что
этот метод эффективен при возведении промышленных и
гражданских сооружений на слабых глинистых грунтах,
но отсутствие методов расчета консолидации грунтов ос-
нования при устройстве песчаных свай не позволяло ус-
тановить пределов его применимости. Несколько объек-
тов, построенных в Прибалтике на песчаных сваях, испы-
тали большие осадки, что дало повод некоторым специа-
листам усомниться в эффективности рассматриваемого
метода. Однако истинной причиной возникновения боль-
ших осадок упомянутых сооружений явилась неудачная
технология устройства песчаных свай, не позволяющая
создать непрерывные по длине песчаные сваи. В настоя-
щее время разработано несколько типов технологии уст-
ройства песчаных свай, гарантирующих их непрерыв-
8
ность по длине и обеспечивающих зону уплотнения грун-
тов вокруг свай.
Эффективные методы поверхностного уплотнения
грунтов тяжелыми трамбовками можно применять толь-
ко в том случае, если степень влажности грунтов меньше
0,7 (т. е. менее 70% пор грунта заполнены водой). Чтобы
применить методы поверхостного уплотнения для слабых
водонасыщенных глинистых грунтов, необходимо умень-
шить степень их влажности. К одному из таких спо-
собов относится применение известковых свай и про-
резей, заполненных негашеной известью. При гашении
извести резко уменьшается степень водонасыщения грун-
тов и в ряде случаев удается уплотнить глинистые грунты
тяжелыми трамбовками.
Наблюдения за осадками промышленных и граждан-
ских сооружений, построенных на различных слабых во-
донасыщенных глинистых грунтах, показали, что сущест-
вующие методы расчета приводят к заниженным значе-
ниям расчетных осадок фундаментов. Поэтому в книге
рассматриваются причины, вызывающие расхождение
фактических и расчетных величин, и новые уточненные
методы расчета осадок фундаментов.
Для проектирования фундаментов необходимо знать
распределение контактных напряжений по подошве фун-
даментов. Поэтому автор приводит результаты экспери-
ментальных исследований распределения контактных на-
пряжений под жесткими фундаментами, расположенны-
ми на сильносжимаемых водонасыщенных глинистых
грунтах.
Большинство исследований автора проводилось под
научным руководством чл.-корр. АН СССР, проф. Н. А.
Цытовича, которому автор выражает самую глубокую
признательность.
Автор выражает глубокую благодарность проф. М. Н.
Гольдштейну за ценные замечания при рецензировании
рукописи, сотрудникам кафедры «Механика грунтов, ос-
нования и фундаменты» МИСИ им. В. В. Куйбышева за
помощь в подготовке рукописи к печати и доц. Г. М.
Рейтмап за большую помощь при проведении математи-
ческих расчетов.
Автор заранее признателен читателям этой книги, ко-
торые пришлют свои замечания и пожелания по данной
работе.
ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ПЛОЩАДОК, СЛОЖЕННЫХ СЛАБЫМИ
ВОДОНАСЫЩЕННЫМИ
ГЛИНИСТЫМИ ГРУНТАМИ
1. РАСПРОСТРАНЕНИЕ СЛАБЫХ ГЛИНИСТЫХ ГРУНТОВ
НА ТЕРРИТОРИИ СССР И ДРУГИХ СТРАН
До последнего времени под термином «слабые грун-
ты» различные исследователи понимали совершенно раз-
ные группы грунтов с различными свойствами. На конфе-
ренции в Таллине в 1965 г. [47] было решено выделить в
отдельную группу слабые водонасыщенные глинистые
грунты по двум признакам—сжимаемости и степени
влажности. Было принято под слабыми водонасы-
щенными глинистыми грунтами понимать глинистые
грунты, которые в интервале изменения давления от 0,5
до 3 кгс!см2 имеют модуль общей деформации
равный или меньший 50 кгс!см\ и характеризуются сте-
пенью влажности более 0,8.
К таким грунтам относятся аллювиальные, морские,
озерные, лиманные, дельтовые, болотные и реже делюви-
альные и пролювиальные отложения. Кроме того, слабы-
ми водонасыщенными глинистыми грунтами могут быть
и грунты другого происхождения, которые в результате
литогенеза оказались силыюсжимаемыми.
По литологическому составу и текстурным признакам
к этой группе грунтов относятся илы, ленточные глины,
пылеватые суглинки (водонасыщенные лёссовые макро-
пористые) и некоторые другие виды глинистых грунтов.
Слабые водонасыщенные глинистые грунты различно-
го происхождения часто залегают ниже уровня грунто-
вых вод (либо ниже верховодки).
Морские грунты, представленные водонасыщенными
сильносжимаемыми разностями, широко распространены
вдоль побережья Ледовитого океана, в бассейне нижнего
течения Печоры, Северной Двины и прослеживаются
вдоль долин всех крупных рек, впадающих в Ледовитый
океан. Они распространяются далеко на юг и достигают
10
бассейнов Ваги и Вычегды, где наблюдалось несколько
морских трансгрессий. В результате последующих подня-
тий суши слабые глинистые грунты встречаются даже на
высоких отметках (до 280 м).
Большие толщи водонасыщенных глинистых грунтов
(до 30 м) встречаются в районах Балтийско-Беломорско-
го бассейна. В этом районе происходили сложные геоло-
гические процессы, в результате которых во многих мес-
тах озерно-ледниковые и моренные грунты перекрыты
слабыми глинистыми грунтами послеледниковых, мор-
ских, озерных и болотных отложений, относящихся к
осадкам Рыбного озера, Иольдиевого, Анцилового
и Литоринового морей. Согласно исследованиям В. С.
Яковлева, при отступлении ледника вдоль юго-восточной
окраины Балтийского щита образовалось огромное прес-
новодное озеро (Рыбное). Характерными отложениями
этого озера являются ленточные глины, толщина которых
достигает нескольких десятков метров. Отложения лен-
точных глин Рыбного бассейна занимают большую тер-
риторию и встречаются в районе Псковского и Ильмень-
ского озер, Волхова, на побережье Онежского озера и т. п.
Слабые глинистые грунты морских отложений Кас-
пийского бассейна занимают территорию от подножия
Ергеней до Урала. На этой огромной равнине встречают-
ся отложения различных трансгрессий Каспийского моря
и озерно-болотные отложения, связанные с регрессией
моря. От этого сплошного поля каспийских отложений
слабые водонасыщенные глинистые грунты отходят узки-
ми полосами вдоль долин Волги, Большого Иргиза, Ура-
ла и Узеня. Узкая полоса каспийских отложений также
проходит вдоль долины Мапыча и Западного Кавказско-
го побережья. Для этих отложений характерно содержа-
ние большого количества солей. В составе многих грун-
тов имеется гипс. Толщина слоя слабых грунтов морского
происхождения Каспийского бассейна обычно не превы-
шает 12—15 м.
Морские глинистые отложения Черноморского бас-
сейна встречаются на Кавказском побережье Черного
моря, на Таманском и Керченском полуостровах, а также
вдоль Азовского побережья. Грунты этого района харак-
теризуются различными свойствами. Здесь встречаются
как сильно засоленные, так и практически полностью оп-
ресненные отложения. Во многих местах (например, в
районе Таманского полуострова) толща слабых водона-
11
сыщеиных глинистых грунтов перекрыта почвой и лёссо-
видными суглинками. Толщина слоя слабых грунтов из-
меняется от 2—3 до 16—18 м.
Слабые глинистые грунты морского происхождения
занимают большие территории на Западно-Сибирской
низменности и залегают в виде то расширяющейся, то
суживающейся полосы до устья р. Хатанги. Эти морские
грунты встречаются также на Чукотском и Охотском по-
бережьях, на Сахалине и в Уссурийском крае. В резуль-
тате трансгрессий и последующих поднятий суши грунты
морского происхождения встречаются здесь на высоте до
500 м. Максимальная толщина слоя слабых водонасы-
щенных глинистых грунтов этого района достигает 35 м
(о. Сахалин). В большинстве случаев слабые водонасы-
щенные глинистые грунты обычно залегают только в
верхней части толщи морских отложений. Консистенция
грунтов (обычно начиная с глубины 6—7 м от поверхнос-
ти) переходит из мягкопластичной и текучей в тугопла-
стичную и твердую.
Наиболее часто встречаются слабые водонасыщенные
глинистые грунты озерного и речного происхождения. Об-
разование этих грунтов связано с целым рядом процес-
сов, которые происходили в четвертичный период на тер-
ритории СССР. К ним относятся неоднократные наступ-
ления и отступления ледника, наступление и отступление
морей, многократное изменение базиса эрозии и образо-
вание террас в долинах рек, озер, депрессиях и котловин-
ных понижениях. В результате отступления ледника и
моря возникали многочисленные озера, в которых откла-
дывались различные осадки, а в речных долинах накад-
ливались аллювиальные отложения.
Озерно-ледниковые глинистые грунты в основном
залегают в районе распространения бывших ледников —
в северо-западной части СССР, а также вдоль побе-
режья Ледовитого океана и в некоторых областях Кавка-
за, Памира и т. п. Как правило, они имеют спорадичес-
кое распространение; мощность слоя изменяется от 2 до
12 м.
Слабые водонасыщенные глинистые грунты аллюви-
ального происхождения занимают большие территории в
долинах Днепра, Западной Двины, Волги, Оки, Камы,
Оби, Енисея, Лены, Сырдарьи, Амударьи, Дона, Хопра
и др. Грунты пойменных и надпойменных террас представ-
лены также отложениями стариц и болот. Наибольшие
12
толщи слабых водонасыщенных глинистых грунтов
встречаются в дельтах рек, занимающих огромные тер-
ритории. Так, дельта Волги (считая от истока Ахтубы)
занимает приблизительно 12 тыс. км2, а дельта Амударьи
10 тыс. км2. Часто дельтовые отложения образуются на
месте бывшего морского залива, в результате чего под их
толщей залегают слабые глинистые грунты морского
происхождения. Обычно дельты рек, протекающих в низ-
менностях, характеризуются большим количеством озер
и заболоченностью. Например, дельтовые отложения Ку-
бани, Дона, Днепра и некоторых других рек (плавни)
представляют собой толщу слабых водонасыщенных гли-
нистых грунтов, простирающихся на большую террито-
рию и залегающих на глубину до 20 м.
Для грунтов аллювиального происхождения характер-
на малая изменчивость характеристик сжимаемости и
прочности по глубине. В дельтовых отложениях встреча-
ются часто органические включения.
К слабым водонасыщенным глинистым грунтам от-
носятся также некоторые виды моренных отложений.
Обычно эти грунты конечной морены, отложенные при
отступлении ледников. В подавляющем большинстве
случаев они имеют неравномерное уплотнение и
значительно большую пористость, чем. грунты донной
морены.
Ледниковые и флювиогляциальные отложения очень
неоднородны по составу и свойствам. Большие террито-
рии па северо-западе СССР заняты ленточными глина-
ми. Эти грунты широко распространены в республиках
Прибалтики, в Ленинградской и Новгородской областях.
Ленточные глины обладают рядом специфических осо-
бенностей и при нарушении природной структуры резко
снижают свои прочностные и деформативные характерис-
тики. Толщина слоя ленточных глин достигает 30 м.
Развитие ирригации привело к тому, что большие
массивы лёссовых грунтов стали водонасыщенными и по
характеристикам сжимаемости и прочности также отно-
сятся к слабым водонасыщенным глинистым грунтам.
Следует отметить, что лёссовые грунты занимают боль-
шие территории в СССР и потенциально при обводнении
могут стать слабыми водонасыщенными глинистыми
грунтами.
Кроме четвертичных отложений к слабым водонасы-
щенным глинистым грунтам можно отнести и более древ-
13
ние отложения, верхняя часть слоя которых в результате
длительного обводнения оказалась сильиосжимаемой
(например, верхние слои юрских отложений и т. п.).
Из сказанного видно, что большие территории в
СССР, расположенные вдоль рек, морей, озер (т. е. вбли-
зи источников водоснабжения и транспортных маги-
стралей, которые весьма удобны для размещения
промышленных и жилых центров), сложены слабыми во-
донасыщенными глинистыми грунтами. Именно поэтому
проблемы, связанные с использованием таких грунтов в
качестве оснований сооружений, весьма актуальны. Боль-
шие сложности возникают при возведении сооружений
на глинистых грунтах морских акваторий, которые в пос-
ледние годы широко осваиваются для добычи нефти
(Каспийское и Северное море и т. п.).
Огромные толщи слабых водонасыщенных глинистых
грунтов встречаются также вдоль побережий Тихого, Ат-
лантического и Индийского океанов и подавляющего чис-
ла морей. Сильносжимаемые водонасыщенные глинистые
грунты часто используются в качестве оснований соору-
жений в Японии, Голландии, Индии, Китае, Индонезии,
Вьетнаме, Ираке, Польше, Франции, Аргентине и во мно-
гих других странах. Толщина слабых водонасыщенных
глинистых грунтов в отдельных районах этих стран до-
стигает 80 м.
Совершенно очевидно, что в группу «слабые водона-
сыщепные глинистые грунты» входят грунты, различные
по минералогическому составу, структуре, происхожде-
нию и многим другим показателям. Ясно, что очень
сложно для такой большой группы грунтов найти общие
закономерности изменения их физико-механических
свойств при уплотнении. Однако в связи с тем, что эти
грунты имеют близкие показатели прочностных и дефор-
мативных характеристик, и с учетом того, что у всех этих
грунтов больше 80% пор заполнено водой, можно наде-
яться, что многие закономерности, выявленные для одно-
го вида грунтов рассматриваемой группы, будут либо по-
добными, либо идентичными и для других видов грунтов
этой группы.
Совершенно очевидно также, что после установления
общих закономерностей для всей группы необходимо ус-
тановить закономерности, характерные для одного или
нескольких видов входящих в группу грунтов, и учиты-
вать эти специфические особенности при использовании
14
грунта именно этого вида в качестве основании сооруже-
ний.
Нам представляется, что различия свойств отдельных
видов слабых водонасыщенных глинистых грунтов значи-
тельно меньше, чем различия в закономерностях уплот-
нения, прочности и других свойствах, с одной стороны,
слабых, а с другой — малосжимаемых прочных глини-
стых грунтов.
Так как в подавляющем большинстве случаев до по-
следних лет строители старались использовать площадки,
сложенные прочными грунтами, а площадки, сложенные
слабыми водонасыщенными глинистыми грунтами, чаще
всего признавались непригодными для строительства, в
настоящее время необходимо провести глубокие и разно-
сторонние исследования с целью изучения свойств этих
грунтов, закономерностей их сжимаемости и других про-
цессов, которые необходимо знать для обоснованного
проектирования и строительства на слабых водонасы-
щенных глинистых грунтах.
2. ОБЪЕМ ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИХ ИССЛЕДОВАНИИ
Объем инженерно-геологических исследований пло-
щадки, сложенной слабыми водонасыщенными глинис-
тыми грунтами, зависит от степени ее изученности, слож-
ности инженерно-геологических условий, а также от
проектируемого сооружения, величины и вида нагрузок,
передающихся на фундаменты (вибрационных, ударных,
статических), и от типа фундамента, требующегося по
технологическим соображениям (сплошная плита, короб-
чатая плита, расположение подвала под частью дома, от-
дельно стоящие или заглубленные на разную глубину
фундаменты и т. п.).
В объем инженерно-геологических изысканий входит
установление типа и размещение выработок, диаметра и
глубины буровых скважин, необходимого количества об-
разцов, отбираемых из грунта основания, и т. п. Объем
инженерно-геологических исследований зависит также от
стадийности проектирования (в одну или две стадии).
Если проектирование проводится в одну стадию, ин-
женерно-геологические выработки размещают в зависи-
мости от инженерно-геологических условий участка. Так,
если площадка сложена водопасыщенными лёссовыми
грунтами, ленточными глинами или другими глиписты-
15
ми отложениями, которые образовались в больших вод-
ных бассейнах и слои которых обычно выдержаны по
простиранию и толщине, расстояние между буровыми
скважинами для площадок промышленных и граждан-
ских сооружений может быть принято равным 35—45 м.
Если площадка сложена глинистыми отложениями, у ко-
торых толщина слоя обычно не выдержана по простира-
нию (старичные отложения и т. п.), расстояние между
буровыми скважинами следует принять равным 15—20 м.
Для сооружений, осадка которых не должна превы-
шать 5 см, указанные расстояния следует уменьшить на
30%. Если слои слабых водонасыщенных глинистых
грунтов залегают наклонно (с уклоном более 1:3), рас-
стояние между скважинами следует принимать равным
10—15 м.
В связи с тем, что природная структура слабых грун-
тов при отборе их из шурфов полностью сохраняется,
обычно около 20% общего количества скважин составля-
ют шурфы.
Глубина буровых скважин принимается такой, чтобы
был пройден весь слой слабых водонасыщенных глинис-
тых грунтов и не менее 2 м в грунтах подстилающего
слоя. Количество скважин, из которых производился от-
бор образцов с ненарушенной структурой, обычно прини-
мается равным 25—40% общего числа выработок.
В некоторых районах СССР слабые водонасыщенные
глинистые грунты залегают на большую глубину. Совер-
шенно очевидно, что бурить все скважины на эту глуби-
ну нецелесообразно при изысканиях площадок для не-
больших сооружений. В этом случае по краям участка
проходит не менее трех скважин на всю глубину слоя сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтов с заглублением
в подстилающие грунты, а глубину остальных скважин
принимают в зависимости от типа сооружений и нагру-
зок на фундаменты. В среднем при толщине слоя сла-
бых грунтов более 25 м их проходят на глубину 10—
15 м.
Надежным методом определения глубины залегания
слоев грунтов с одинаковыми свойствами является ста-
тическое зондирование. По данным статического зонди-
рования могут быть также приближенно установлены
прочностные и деформативные свойства водонасыщенных
глинистых грунтов. Точки зондирования следует распо-
лагать между скважина мп, а расстояние между скважи-
16
нами увеличивать в 1,7—2 раза по сравнению с указан-
ными выше (без зондирования).
При двухстадийном проектировании инженерно-гео-
логические выработки на стадии проектного задания рас-
полагают обычно па расстоянии 30—50 м одна от другой,
при этом количество шурфов принимается равным 5%
общего количества выработок. Буровые скважины пробу-
ривают на всю глубину слоя слабых глинистых грунтов.
В связи с тем, что в настоящее время все расчеты прово-
дятся по предельным состояниям, необходимо детально
знать геологическое строение грунтов основания и их
свойства. Поэтому даже на стадии проектного задания
желательно не менее 20—25% буровых скважин прохо-
дить с отбором образцов через каждые 0,5—0,8 м по глу-
бине (геотехнические скважины). Если окажется, что ис-
следуемые грунты переменны по простиранию и толщине,
то, по мнению многих геологов (А. Вило, Г. Л. Кофф и
др.), целесообразно проводить сплошное опробование,
т. е. отбирать для определения влажности образцы с на-
рушенной структурой через 10—20 см, а для лаборатор-
ных исследований — через 0,5 м (по глубине).
На стадии рабочих чертежей объем инженерно-геоло-
гических изысканий также устанавливается в зависимос-
ти от типа сооружений, действующих нагрузок и инже-
нерно-геологических условий участка. При изысканиях
на стадии рабочих чертежей следует значительно увели-
чить количество шурфов и геотехнических скважин, ко-
торые могут составлять 70—100% общего числа вырабо-
ток. Целесообразно, чтобы в пределах каждого сооруже-
ния было пройдено не менее трех выработок. При
сложном геологическом строении участка многие изы-
скательские организации рядом с геотехническими про-
ходят скважины, из которых разъемными грунтоносами
особой конструкции (длиной более 1,5 м) вынимают весь
керн. Такие исследования необходимы для точного опре-
деления всех контактов слоев грунта, что позволяет бо-
лее точно рассчитать осадку сооружений. Такие исследо-
вания проводятся только для сооружений, допускающих
очень малые осадки (шлюзы, фундаменты прецизионно-
го оборудования, фундаменты автоматических линий
и т.п.).
В связи с тем, что до начала лабораторных исследо-
ваний образцов ненарушенной структуры иногда прохо-
дит длительное время, в результате чего теряется их
17
влажность, целесообразно для определения природной
влажности кроме монолитов из скважин и шурфов одно-
временно отбирать пробы грунта с нарушенной структу-
рой.
При проектировании свайных фундаментов на стадии
проектного задания следует проходить скважины такой
глубины, чтобы они превышали длину предварительно
запроектированных свай не менее чем на 5 м (считая от
низа свай), если сваи полностью проходят слой слабых
водонасыщенных глинистых грунтов. Если принимаются
сваи, висячие в толще слабых грунтов, следует глубину
скважин увеличивать на 8—12 м по сравнению с длиной
сваи (больший предел указан для случая, когда на свай-
ный фундамент передается нагрузка более 300 тс).
При изысканиях на стадии рабочих чертежей (особен-
но при изысканиях на территориях крупных промышлен-
ных предприятий) целесообразно применять статическое
зондирование. Оно позволяет выяснить, как изменяются
физико-механические характеристики грунтов по глуби-
не и по простиранию. Под каждое здание целесообразно
пройти не менее пяти точек методом статического зонди-
рования.
Кроме статического зондирования следует также про-
извести испытание грунтов в скважинах при помощи ло-
пастного прибора. Обычно проводится не менее шести та-
ких испытаний в каждом выделенном слое для последую-
щей статистической обработки результатов • исследо-
ваний.
При разработке проекта искусственных оснований под
различные сооружения с использованием вертикальных
песчаных дрен, песчаных или известковых свай и т. п. не-
обходимо предусмотреть проведение дополнительных ин-
женерно-геологических исследований в процессе строи-
тельства сооружений. Так, после устройства пригрузоч-
ной насыпи при применении вертикальных песчаных дрен
необходимо не реже чем 1 раз в три месяца отрывать
шурфы в различных точках уплотняемого основании (не
менее трех шурфов) и исследовать отобранные образцы
в лабораторных условиях для выявления изменения ха-
рактеристик прочности и сжимаемости грунта в процес-
се уплотнения. Для особо ответственных сооружений, в
основании которых устроены вертикальные песчаные дре-
ны, перед снятием пригрузочной насыпи желательно про-
вести испытания грунтов штампами. Испытания грунтов
18
штампами следует также проводить после окончания
устройства песчаных и известковых свай для определе-
ния фактических характеристик сжимаемости уплотнен-
ных грунтов и для корректирования расчетных осадок
фундаментов проектируемых сооружений.
3. МЕТОДЫ ОТБОРА ОБРАЗЦОВ ГРУНТА С НЕНАРУШЕННОЙ
СТРУКТУРОЙ
Очень часто при отборе образцов природная структу-
ра грунта нарушается. Установлено, что в водонасыщен-
ных глинистых недоуплотненных под действием собст-
венного веса грунтах природного сложения поровая вода
находится под определенным давлением. Величина этого
давления существенно зависит от глубины расположения
образца и фильтрационных свойств грунтов этого слоя
(см. п. 1 главы II). При отборе образцов условия дрени-
рования резко изменяются и грунт образца под действи-
ем порового давления разуплотняется. Поэтому необхо-
димо при отборе образцов с большой глубины применять
такие приборы, чтобы под действием природного порово-
го давления, которое по данным наших исследований мо-
жет достигать 0,6 кгс/си2, не произошло расширения об-
разца. Чем больше размер извлекаемого образца, тем
меньше влияние этого давления на изменение его объ-
ема.
Для сохранения природной структуры грунта образцы
слабых водонасыщеиных грунтов необходимо отбирать в
металлические обоймы с жесткими стенками. Размеры
образцов должны быть не менее 25X25X25 см. Образцы
такого размера можно испытывать на компрессионных
и срезных приборах с трехкратной повторностью опытов,
а при исследованиях этих образцов в приборах трехосно-
го сжатия удается вырезать из одного монолита три-
четыре образца-близнеца, которые небходимы для обо-
снованного суждения о прочностных характеристиках
слабых грунтов.
В настоящее время для отбора образцов из буровых
скважин применяются грунтоносы различных видов.
Вопросам методики и техники отбора монолитов грунтов
было даже посвящено совещание, которое проходило
в 1966 г. в Белгороде. Для изучения возможности
применения грунтоносов различной конструкции в сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтах были проведе-
ны исследования в МИСИ им. В. В. Куйбышева. Эти ис-
2"
19
следования показали, что для отбора слабых водонасы-
щенных глинистых грунтов необходимо применять
грунтоносы, которые погружаются в грунт путем задав-
ливания. Скорость задавливания должна быть не более
3 м!мин. Грунтоносы внутренним диаметром 10 см сле-
дует задавливать на глубину до 50 см.
Исследования проводились на образцах ила оз. Си-
ваш, отобранных одним и тем же тонкостенным, безва-
куумным грунтоносом с одной и той же площадки при
различной методике погружения. В одном случае грун-
тонос залавливали, в другом — забивали, а в третьем —
погружали вибрационным способом. Из отобранных мо-
нолитов были вырезаны и исследованы в компрессион-
ных приборах конструкции Гидропроекта кольца образ-
ца грунта площадью 60 см2. При изменении давления от
0 до 1 кгс1см2 коэффициент сжимаемости грунта, ото-
бранного грунтоносом по методу задавливания, был ра-
вен 0,072 см2!кгс. Коэффициент сжимаемости образцов,
отобранных при помощи забивного грунтоноса, был ра-
вен (для этого же диапазона давлений) 0,104 см2!кгс.
Для образца же, отобранного грунтоносом, погружен-
ным вибрационным способом, коэффициент сжимаемо-
сти для этого же диапазона давлений составлял
0,133 см2!кгс.
Как показали исследования, проведенные А. А. Ва-
сильевым, при отборе образцов пластичной консистен-
ции грунтоносами диаметром 100 мм и более по пери-
ферийной зоне монолита (примыкающей к тонкостенной
металлической гильзе) появляется зона нарушенной
структуры. Средняя величина этой зоны у пластичных
глинистых грунтов составляет 14 мм, а у текучих глини-
стых грунтов (даже при отборе грунтоносами внутрен-
ним диаметром 78 мм и высотой 700 мм) —всего около
3 мм.
При исследовании в лаборатории МИСИ грунтов,
отобранных грунтоносами, размеры нарушенной перифе-
рийной зоны монолита определяются по методике, пред-
ложенной автором. Боковую поверхность образца очища-
ют от металлической гильзы или картонной обоймы и
боковую поверхность исследуют при помощи прибора
конструкции Н. А. Цытовича — «шариковой пробы».
Шарик диаметром 8—10 мм устанавливают на боко-
вую поверхность образца и залавливают его в грунт при
нагрузке на штангу прибора 400 гс. После измерения
20
глубины его вдавливания с образца срезают острым но-
жом слой грунта толщиной 1—1,5 мм. На обнаженную
боковую поверхность вновь устанавливают шарик и сно-
ва залавливают его в грунт при той же нагрузке. Испы-
тания повторяются до тех пор, пока с образца не будет
снят слой грунта толщиной около 2 см.
Как правило, около первоначальной поверхности об-
разца шарик вдавливается на глубину, примерно в 2—
4 раза большую, чем на расстоянии 2 см от поверхности.
По данным опыта строится график зависимости глубины
погружения шарика при данной нагрузке (или величины
сцепления, определенной по формуле Н. А. Цытовича
для прибора «шариковая проба») от расстояния испыты-
ваемого слоя до первоначальной поверхности. Постоян-
ная глубина погружения шарика свидетельствует о том,
что именно здесь начинается зона ненарушенного грунта.
Опыты проводятся обычно с шестикратной повторностью.
Изучение образцов грунта, отобранных, например,
с площадок оз. Сиваш (засоленные илы), районов Ново-
кузнецка (заторфованные суглинки), Душанбе (лёссо-
видные суглинки), Мурманска (макропористые илы),
Архангельска (пресноводные илы) и т. п., показало, что
даже при применении одного и того же грунтоноса, за-
лавливаемого с одной и той же скоростью на одну и ту
же глубину, периферийная зона нарушения образцов ме-
няется в зависимости от консистенции грунта, влажности
на пределе текучести и засоленности.
С увеличением предела текучести грунты, отбираемые
грунтоносами, имеют меньшую зону нарушения, чем
грунты с меньшим значением предела текучести при оди-
наковой консистенции. Так, илы Архангельска, у кото-
рых предел текучести был равен 55%, имели нарушен-
ную зону 4 мм при отборе в грунтонос диаметром
108 мм, а водонасыщенные покровные суглинки Каши-
ры, у которых предел текучести равен 31%, имели зону
нарушения при отборе образцов в тот же грунтонос, рав-
ную 7 мм (консистенция илов и покровных суглинков
была текучепластичной). При отборе в этот же грунто-
нос сивашских илов, у которых предел текучести состав-
ляет 40,8% и количество солей достигает 7% веса скеле-
та грунта, зона нарушения по периферии составляла
12 мм (консистенция текучепластичная и текучая).
Используя предложенную нами методику, можно для
каждой партии полученных обоазпов в лабопятппии оп-
21
ределнть нарушенную периферийную зону и вырезать
для испытаний кольца такого размера, чтобы исследова-
лись только грунты с ненарушенной структурой.
Кроме прибора «шариковая проба» для исследования
нарушенной зоны мы использовали микропенетрометр
с углом при вершине конуса 60°. Исследования показали,
что микропенетрометр может с успехом применяться для
определения нарушенной зоны для грунтов твердой и ту-
гопластичной консистенций. Для грунтов же мягкопла-
стичной и текучей консистенции более точные результаты
получаются при использовании шарика. Это, вероятно,
объясняется тем, что напряжения под шариком распре-
деляются более «плавно» по сравнению с распределени-
ем напряжений в основании конуса микропенетро-
метра.
Зона наибольших нарушений структуры образца,
отобранного с помощью грунтоносов, находится в его
верхней части. Обычно это является следствием некаче-
ственной зачистки забоя скважины от разрушенного
грунта перед задавливанием грунтоноса в массив. Даже
при применении вакуумных грунтоносов верхняя зона
с нарушенной структурой обычно составляет 8—15 мм,
а для грунтов с высокой структурной прочностью дости-
гает 20 мм.
По мнению А. А. Васильева, в нижней части образца,
отобранного грунтоносом, имеется зона с переуплотнен-
ным грунтом. Однако паши исследования не зафиксиро-
вали уплотненной зоны в нижней части образца.
Как показали опыты, проведенные в Центральном
тресте инженерно-строительных изысканий Госстроя
РСФСР в 1969—1970 гг., а также исследования ПНИИСа,
МИСИ, ВСЕГИНГЕО, ЛенГРИИ и других организаций,
из существующих в СССР грунтоносов наиболее удачны-
ми для отбора монолитов слабых водонасыщенных гли-
нистых грунтов являются грунтоносы конструкции Лен-
ГРИИ, ЦНИИСа и Сибгипротранса [14].
Безвакуумный грунтонос конструкции ЛенГРИИ
с тормозными лопастями и тремя проволоками-лепест-
ками рассчитан на отбор образцов грунта из скважин
с обсадными трубами диаметром не менее 115 мм, внут-
ренним диаметром режущего башмака 88 мм и толщиной
стенок режущего башмака 5 мм.
Такой грунтонос заряжают многослойной бумажной
парафинированной гильзой и задавливают в грунт при
22
открытом подрезающем устройстве. После задавливания
грунтонос поворачивают по часовой стрелке на 180°, при
этом режущий башмак благодаря тормозящему дейст-
вию лопастей остается неподвижным, а поворачивающий-
ся корпус приводит в действие подрезающее устройство,
отделяющее образец грунта от забоя и препятствующее
его выпадению из грунтоноса. Затем грунтонос поднима-
ют из скважины и после разъединения верхнего и ниж-
него стаканов извлекают гильзу с грунтом. После среза-
ния излишков грунта, выступающего из гильзы, образец
консервируют с помощью металлических крышек.
В последние годы при отборе слабых грунтов вместо
металлических стаканов стали применять бумажные па-
рафинированные гильзы. Образцы грунта в гильзах до-
ставляют в лаборатории и циркулярными пилами разре-
зают на отдельные цилиндры высотой, несколько превы-
шающей высоту кольца компрессионного или сдвигового
приборов. При этом способе отбора резко снижается зо-
на нарушения вдоль контакта с металлической гильзой
по периферии образца, неизбежная при использовании
металлических стаканов.
Бумажные парафинированные гильзы толщиной 1,2—
1,5 мм обычно изготовляют в лаборатории. Для этого на
токарный станок помещают цилиндр, у которого диаметр
на 2,5—3 мм меньше внутреннего диаметра корпуса грун-
тоноса. На цилиндр накладывают два слоя тонкой проч-
ной бумаги, пропитанной жидким парафином. Внешнюю
поверхность парафинированной бумажной гильзы вырав-
нивают кольцом, внутренний диаметр которого равен
внутреннему диаметру грунтоноса. Края обрезают на
станке.
Грунтонос конструкции Сибгипротранса представля-
ет собой тонкостенный прибор, отверстие которого пол-
ностью перекрывается секторным затвором в виде кону-
са, обращенного вершиной вниз. Чтобы предотвратить
проворачивание внешней гильзы при вращении внутрен-
ней гильзы для закрытия секторного затвора, грунтонос
снабжен ребрами. Для испытания образцов в компресси-
онных и сдвиговых приборах необходимо отбирать образ-
цы диаметром не менее 100 мм.
В настоящее время в Госстрое РСФСР (Центральный
трест инженерно-строительных изысканий) на основе
конструкций ЛенГРИИ, Союзморпроекта и ЦНИИСа
разработаны новые конструкции грунтоносов (табл. 1.1).
23
Грунтонос
Размеры
монолита
в мм
Таблица 1.1
Безвакууыный:
тип I (шифр
БГ-1) . . .
тип II (шифр
БГ-П) . . .
Вакуумный:
тип I (шифр
ВГ-1) ....
тип II (шифр
ВГ-П)
108 200
10,6
ГО,7
'10,2
.21,7
Подре-
зающее
устрой-
ство
Четыре
резца
Прово-
лочные
дуги
То же
в
Примечание. У грунтоносов всех типов соединение со
штангами резьбовое.
После отбора образцов в гильзы или в обоймы их по-
крывают слоем марли и парафинируют. Чтобы парафин
не имел трещин, в него добавляют пластифицирующие
добавки (канифоль, гудрон и т. п.). Однако, как показал
опыт, образцы, обмазанные парафином, с течением вре-
мени все-таки теряют влажность. Поэтому в последнее
время вместо парафина для консервации образцов стали
применять латексы.
Латекс представляет собой молочнообразную жид-
кость, которая состоит из мельчайших частиц натураль-
ного или синтетического каучука, диспергированных в во-
де. Частицы каучука имеют отрицательный электриче-
ский заряд и образуют стабильную коллоидную систему.
Наиболее часто применяют ревультекс, изготовляемый на
основе натурального каучука, и латекс Л-7, изготовляе-
мый на основе синтетического каучука. Следует обра-
тить особое внимание на то, чтобы латексная смесь бы-
ла однородной по составу и не содержала примесей и пу-
зырьков воздуха.
Образец грунта погружают в латекс, выдерживают
в нем 1—2 мин, после чего его извлекают и высушивают.
24
В результате получается резиновая оболочка толщиной
0,03—0,10 мм в зависимости от концентрации сухих ве-
ществ в латексе. После высушивания первого слоя тол-
щину резиновой пленки можно увеличить повторным об-
макиванием.
Для получения толстых пленок (до 1 мм) используют
каогулятор—10—15%-ный раствор хлористого кальция.
Если для создания пленок применяется ревультекс,
то его необходимо сушить в течение 4 ч при температуре
60° С или в течение 6—10 ч при температуре 15—25° С.
В лаборатории МИСИ им. В. В. Куйбышева для кон-
сервирования грунта естественной влажности применял-
ся латекс Л-7. Несколько образцов ила размером 10Х
XI0Х Ю см из районов Архангельска и Волгограда бы-
ли покрыты при двукратном обмакивании в жидкий ла-
текс пленкой толщиной 0,2 мм, а дублирующие образцы
запарафинированы. Через 5,5 месяца сравнили измене-
ния влажности образцов. Результаты испытаний приве-
дены в табл. 1.2.
Таблица 1.2
Ил Природная влажность в % Потеря влажности в % через 5,5 месяца у образца
в пленке латекса запарафиниро- ванного
Речной (Архангельск) 55,2 1—0,9 13
Озерный (Волгоград) 49,2 1,8 11,4—10,5
При транспортировании отобранных монолитов в ла-
боратории необходимо укладывать образцы грунта
в ящик вертикально и в один ряд, а свободное простран-
ство между образцами и ящиком плотно заполнять па-
рафином, мягкопластичными глинистыми (малоусадоч-
ными) грунтами или древесными опилками, увлажненны-
ми при укладке. Желательно для транспортирования
образцов слабых водонасыщенных глинистых грунтов
иметь специальные металлические ящики. На ящиках
должна быть надпись «не кантовать». При транспорти-
ровании образцов следует принимать меры, исключаю-
щие сотрясение, а также промораживание грунта. Часто
именно небрежное транспортирование является основной
причиной нарушения природной структуры грунтов.
25
Образцы водопасыщепных глинистых грунтов жела-
тельно хранить в помещениях с высокой влажностью
и постоянной температурой. Для запарафинированных
образцов время хранения не должно превышать 15 дней.
Образцы в латексных оболочках сохраняются до 45 дней.
4. СЖИМАЕМОСТЬ ГРУНТОВ
При проведении изысканий очень важно определить
характеристики сжимаемости слабых водонасыщенных
глинистых грунтов, которые необходимы для расчетов
оснований под сооружения.
Современные расчеты осадок земляных сооружений
основаны на теории линейно-деформируемых тел. Для
расчетов по этой теории необходимо получить в испыта-
ниях значения модуля общей деформации Ео. Кроме
этой характеристики для описания деформативных
свойств необходимо знать коэффициент бокового расши-
рения (типа коэффициента Пуассона). Коэффициент бо-
кового расширения, как показывают исследования, про-
веденные различными авторами (В. Г. Березанцевым,
А. С. Строгановым, автором и др.), не является постоян-
ной величиной для слабых водонасыщенных глинистых
грунтов, а изменяется в зависимости от их напряженного
состояния. Коэффициент бокового расширения особенно
существенно изменяется при напряжениях, близких
к структурной прочности сжатия грунтов и при превы-
шении этой величины. Для расчета каркаса железобе-
тонных зданий, железобетонных резервуаров, заглублен-
ных подземных сооружений часто используются значения
коэффициента постели, так как расчет этих сооружений
производится с использованием модели Винклера или
П. Л. Пастернака.
Как показали исследования, проведенные Г. В. Со-
рокиной [48], И. М. Горьковой [18], С. А. Роза [41],
М. Н. Гольдштейном [16], М. Ю. Абелевым [55] и др.,
в отличие от малосжимаемых грунтов значения модуля
общей деформации Eq слабых водонасыщенных глини-
стых грунтов не являются постоянной величиной и суще-
ственно зависят от напряженного состояния образца.
Так, при компрессионном исследовании образцов речного
ила (Архангельск) значения модуля общей деформации
изменялись для различных интервалов давления в сле-
дующих пределах. При изменении давления от 0 до
26
0,5 кгс!см2 модуль общей деформации Ео был равен
19 кгс/см2. При изменении давления от 0 до 1 кгс/см2
значение Ео составляло 28 кгс/см2. При увеличении дав-
ления от 0,5 до 1,5 кгс!см2 модуль общей деформации
уже был равен 41 кгс!см2, от 1 до 2 кгс/см2— 52 кес/сле2,
а при изменении давления от 2 до 4 кгс!см2 модуль об-
щей деформации оказался равным 83 кгс!см2. Таким об-
разом, в зависимости от выбранного интервала давлений
значения модулей общей деформации могут изменяться
более чем в 4 раза. Поэтому при определении модуля
общей деформации для слабых водонасыщенных глини-
стых грунтов необходимо указывать, для какого интер-
вала давлений получено данное значение модуля.
Нами были проведены исследования для выявления
зависимости между характеристиками сжимаемости и ме-
тодикой нагружения образцов. В опытах исследовались
слабые водонасыщенные глинистые грунты, отобранные
из районов Новокузнецка, Риги, Архангельска, Каширы,
Мурманска, а также илы оз. Сиваш. Эксперименты про-
водились на компрессионных приборах конструкции
Гидропроекта (площадь кольца 60 см2) и на приборах
трехосного сжатия при невозможности бокового расши-
рения (диаметр образцов в стабилометрах был равен
6 см, а высота образцов изменялась от 10 до 16 см).
Исследования проводились одновременно с трехкратной
повторностью. Одну группу приборов нагружали ступе-
нями давлений 0,025; 0,05 и далее по 0,05 кгс]см2 до дав-
ления 2—3 кгс!см2. Другую группу приборов нагружали
ступенями давлений 0,5 кгс!см2. Некоторые результаты
опытов приведены на рис. 1.1.
Эксперименты показали, что большинство исследо-
ванных образцов при приложении давления малыми сту-
пенями имели коэффициент сжимаемости значительно
меньший, чем в испытаниях образцов-близнецов на тех
же приборах, но при приложении давления большими
ступенями. Таким образом, очевидно, что для получения
достоверных расчетных значений характеристик сжимае-
мости необходимо знать не только величину максималь-
ного давления в грунтах, по и методику приложения этих
давлений; т. е. если на одном и том же слабом водона-
сыщенном грунте будут построены кирпичное здание,
у которого нагрузка прикладывается к фундаменту ма-
лыми ступенями, и промышленное здание из крупных
сборных элементов, то при расчете осадок фундаментов
27
Рис. 1.1. Исследование сжимаемости слабых водонасыщенных глини-
стых грунтов в компрессионных приборах при различных схемах на-
гружения (сплошная линия — нагружение ступенями давления по
0,5 кгс!см2\ пунктирная линия — нагружение ступенями давления по
0,05 кгс{см2)
а — ил Ю. Буга; б — ил из Архангельска; е — суглинок заторфованный из Но-
вокузнецка; г — ил из Мурманска; д—ил из Каширы; и — лёсс водонасыщен-
ный из Запорожья
28
значения модуля деформации грунтов основания сле-
дует принимать разными, хотя максимальные значения
давлений под фундаментами кирпичного и промышлен-
ного зданий могут быть одинаковыми. Аналогичные ре-
зультаты получены и в опытах М. Н. Гольдштейна [16].
При проведении исследований сжимаемости грунтов
малыми ступенями давлений было установлено, что до
определенных значений давления на грунт последний
практически не сжимался (правда, в некоторых опытах
были отмечены малые деформации образцов при первых
ступенях давлений, которые, вероятно, могут быть объяс-
нены неровностью поверхности образцов). В связи с этим
автор предложил называть величину максимального дав-
ления на образец, при котором грунт практически не сжи-
мается, величиной структурной прочности сжатия грун-
та. Более подробно этот вопрос рассмотрен в п. 7 гла-
вы II.
Характеристики сжимаемости грунтов могут быть
определены при помощи полевых методов — обжатием
грунтов штампами, при помощи зондирования и прес-
сиометров.
У многих исследователей сложилось мнение, что при
проведении компрессионных испытаний значения модуля
общей деформации получаются значительно меньшими
по сравнению с результатами испытания тех же грунтов
штампами в полевых условиях. Поэтому в МИСИ
им. В. В. Куйбышева под руководством автора были про-
ведены лабораторные и полевые сопоставительные ис-
следования сжимаемости грунтов. Грунты были отобра-
ны с площадок, расположенных в районах Архангельска,
Новокузнецка и оз. Сиваш. В полевых условиях были
использованы круглые металлические штампы площадью
10000 см2. До полевых испытаний из шурфов отбирали
образцы грунта с ненарушенной структурой, которые за-
тем исследовали на компрессионных приборах и на ста-
билометрах конструкции МИСИ им. В. В. Куйбышева.
Полевые исследования штампов проводились по такой
же методике нагружения, как в лабораторных условиях.
В качестве критерия стабилизации осадок штампа была
принята осадка, равная 0,1 мм!сутки. Результаты иссле-
дований изменяемости модуля общей деформации Ео по
данным испытания грунтов различными способами для
илов оз. Сиваш приведены в табл. 1.3.
Эксперименты, проведенные на илах оз. Сивёш при
29
Таблица 1.3
Испытания Значения Ее при изменении вертикального давления в кгс/см2
0,2—0,5 0.5-1 0.5-1,5
Компрессионные . 17,7 36,3 61,5
В стабилометре конст- рукции МИСИ 15,2 31,2 51,3
Полевые (штампами площадью F= 10 000 см2) 27,1 43,2 70,4
нагружении круглых и квадратных в плане штампов раз-
личной площади, показали, что значения модуля общей
деформации существенно зависят как от размеров, так
Рис. 1.2. Исследо-
вание сжимаемо-
сти илов оз. Сиваш
штампами различ-
ных размеров и
формы (зависи-
мость осадки s от
давления р)
/—квадратный штамп
площадью 1000 см2;
2 — круглый штамп
площадью 1000 см2;
3 — то же. 3000 см2;
4—квадратный штамп
площадью 5000 см2;
5 — круглый штамп
площадью 5000 см2;
6 — то же. 10 000 см2
и от формы жестких штампов (рис. 1.2). Опыты прово-
дились на площадке, в основании которой залегала ше-
стиметровая толща засоленных илов. По данным лабора-
торных исследований, грунты имели Е0=25—32 кгс!см2
при изменении давления от 0 до 1,5 кгс{см2, угол внутрен-
него трения <р=8° и сцепление с=0,22 кгс)см2 (опреде-
ленные по методике быстрого сдвига). На площадке бы-
ли установлены круглые штампы площадью 1000, 3000,
5000 и 10000 см2, а также квадратные штампы площадью
30
1000 и 5000 см2. Опыты показали, что штампы малого
диаметра теряют устойчивость при нагружении (так на-
зываемое предельное давление на штамп) при значитель-
но меньших давлениях по сравнению со штампами боль-
ших размеров. Как правило, при давлениях, достигаю-
щих 70—75% предельной величины, характеристики сжи-
маемости близки для штампов разной площади.
При испытании грунтов квадратными штампами дав-
лениями, соответствующими 80—90% величины предель-
ного давления, в основании у углов штампа возникали
трещины с раскрытием до 15 мм.
Сопоставление результатов испытаний грунтов квад-
ратными и круглыми штампами площадью 5000 см2 по-
казывает, что до давлений, равных 70% величины пре-
дельного давления, характеристики сжимаемости грун-
тов очень близки, а при превышении этого давления
характеристики сжимаемости, полученные при испыта-
ниях грунтов квадратными штампами, лежат ниже, чем
при испытании круглыми штампами.
Исследования, проведенные автором на площадках
оз. Сиваш, Архангельска, Мурманска, Стерлитамака,
Риги и других районов, а также данные Ю. М. Абелева,
Ю. Г. Трофименкова, Л. Н. Воробкова, В. И. Гусевой
и др. позволяют рекомендовать для испытаний слабых
водонасыщенных глинистых грунтов круглые штампы
площадью не менее 10 тыс. см2.
При подготовке дна шурфа в текучепластичных и те-
кучих грунтах обычно удается с помощью металлической
линейки создать гладкую ровную поверхность в основа-
нии штампа. Однако в грунтах более твердой консистен-
ции это не всегда достижимо [56]. В этих случаях на вы-
ровненной поверхности рекомендуется устроить песчаную
прослойку толщиной не более 2 см, которую необходимо
уплотнить легкими катками или ручными трамбовками.
При исследовании деформативных свойств слоев грун-
та, расположенных на глубине более 5 м от поверхности,
и при невозможности проходки шурфа проводятся испы-
тания грунтов штампами площадью 600 см2 в буровой
скважине диаметром 325 мм, снабженной трубами. Так
как площадь штампа существенно влияет на величину
давления, при которой происходит потеря устойчивости
Трунта под штампом, и на величину осадок штампа
(см. выше), результаты определения деформативных
свойств грунтов статическими нагрузками следует кор-
31
ректировать данными лабораторных испытаний. При
испытании грунта в скважине надежный контакт штампа
с основанием достигается применением штампа с пово-
рачивающимися ножами для зачистки забоя скважины
(рис. 1.3).
Испытания различных слабых водонасыщенных гли-
нистых грунтов штампами показывают, что после прило-
жения очередной ступени давления к штампам осадка
затухает в течение длительного времени. Однако во мно-
гих производственных организациях испытание штампа-
ми проводится в сжатые сроки (5—25 дней). Как прави-
ло, при этом значения модуля общей деформации полу-
чаются большими, чем по данным компрессионных опытов
для тех же интервалов давлений. Это объясняется
в первую очередь тем, что при таких быстрых испыта-
ниях осадки не успевают проявиться полностью при дан-
ной ступени давления. Для изучения этого вопроса нами
были проведены испытания илов оз. Сиваш. Опыты про-
водились по методике, применяющейся в трестах инже-
нерно-строительных изысканий (в течение примерно
20 дней). Параллельно эти же грунты испытывали таким
32
же круглым штампом площадью 10 тыс. см2 и по такой
же схеме нагружения, но с выдерживанием каждой сту-
пени давления до полной стабилизации осадок. Резуль-
таты этого опыта приведены на рис. 1.4. Как видно из
рисунка, при бытующей па практике методике испыта-
ний грунтов штампами значения модуля деформации по-
Рис. 1.4. Влияние сроков испыта-
ния грунтов штампами на харак-
теристики сжимаемости грунтов
1 — при условной стабилизации осадки
штампа 0,1 мм в 1 ч; 2 — то же, 0.1 мм
в 12 ч
лучаются завышенными.
Для получения достовер-
ных значений испытания
должны проводиться дли-
тельное время. В качест-
ве критерия стабилизации
осадки необходимо при-
нять осадку штампа, рав-
ную 0,1 мм! сутки.
Некоторые исследо-
ватели (А. Вило, М. Мете
и другие) предлагают
проводить полевые ис-
пытания при более высо-
ких значениях критерия
стабилизации осадки, а
затем вводитГ понижаю-
щий коэффициент. Такая
практика допустима толь-
ко для хорошо изученных грунтов одного района и одно-
го происхождения, если есть возможность сопоставить
результаты многочисленных исследований. Принимать
одно и то же значение понижающего коэффициента для
слабых грунтов различных регионов не следует, так как
стабилизация осадки во времени происходит у разных
видов слабых грунтов по-разному.
Чтобы несколько ускорить время стабилизации осад-
ки в опытном штампе, следует просверливать отверстия.
Обычно в металлическом штампе площадью 10 тыс. см2
просверливают отверстия диаметром 0,25 мм по сетке
3X3 или 5X5 см.
В связи с низкими прочностными характеристиками
слабых водонасыщенных грунтов необходимо следить за
тем, чтобы нагрузка была приложена строго по центру.
Для этого при установке штампа в скважину следует ис-
пользовать направляющий хомут, который закрепляется
на обсадной трубе. Чтобы избежать возможной осадки
обсадных труб во время опыта от собственного веса, их
33
следует подвешивать либо к треноге, либо к уложенным
на поверхность грунта балкам. Приборы для измерения
деформации размещают на штампе непосредственно по-
сле его установки и лишь затем монтируют домкрат.
Необходимо точно знать и учитывать вес смонтирован-
ного оборудования, считая его за первую ступень на-
грузки.
Выявленные особенности сжимаемости слабых водо-
насыщенных глинистых грунтов позволяют рекомендо-
вать следующую методику лабораторных исследований
при инженерно-геологических исследованиях этих
грунтов.
Если проектирование ведется в две стадии, то на ста-
дии проектного задания (когда еще неизвестны свойства
грунтов, залегающих в основании, не установлено, какие
сооружения будут находиться на различных участках
площадки, и поэтому неизвестно, как фактически будут
нагружаться грунты в отдельных точках основания выб-
ранной площадки) все исследования сжимаемости сле-
дует проводить по одной и той же методике нагружения
независимо от типов сооружения. Это позволит получить
сопоставимые результаты характеристик сжимаемости
грунтов и выявить участки, сложенные более слабыми
грунтами.
При исследовании водонасыщенных глинистых грун-
тов на компрессионных приборах на стадии проектного
задания целесообразно проводить опыты следующими
ступенями давления: 0,05; 0,1; 0,2; 0,3; 0,5; 0,75; 1; 1,5;
2; 3; 4 и 5 кгс/сле2. В зависимости от поставленных про-
ектировщиком задач и намеченных типов сооружений
величина максимального давления в опытах может быть
уменьшена.
Каждая ступень давления выдерживается до услов-
ной стабилизации. В качестве критерия условной стаби-
лизации при компрессионных опытах можно принять
осадку 0,01 мм за 12 ч. При использовании индикаторов
с ценой деления 0,001 мм в качестве критерия может быть
принята скорость осадки, равная 0,001 мм/ч. По резуль-
татам опыта следует установить структурную прочность
сжатия грунта и значения модуля общей деформации для
различных интервалов давлений: от 0 (или от структур-
ной прочности сжатия) до 0,5 или 1 кгс!см2\ от 0 до
2 кгс!см2 и т. п.
Значения модуля общей деформации, полученные при
34
исследовании грунтов на стадии проектного задания,
могут быть использованы при соответствующей обработ-
ке результатов испытания на стадии рабочих чертежей.
В этом случае модуль общей деформации грунта должен
определяться с учетом фактического напряженного состо-
ипия грунтов данного слоя в основании проектируемых
фундаментов.
На стадии рабочих чертежей методика проведения
компрессионных испытаний грунтов в лаборатории и ме-
тодика испытания грунтов, залегающих на различной
iлубине от подошвы фундамента, опытными штампами
должна выбираться такой, чтобы как можно более точно
отображать фактическое нагружение грунтов данного
слоя под подошвой фундамента. Как было показано вы-
ше, значения модуля общей деформации грунтов сущест-
венно зависят от выбранного интервала давления. Чтобы
установить, как фактически будут нагружаться грунты
на различной глубине в основании фундамента, на ста-
дии проектного задания должны быть получены эпюры
распределения напряжений под фундаментами и опреде-
лено, какими ступенями давления и при каких интерва-
лах давления будут сжиматься грунты на различной глу-
бине основания. Именно по этим эпюрам распределения
кортикальных напряжений по глубине (до условной гра-
ницы сжимаемой толщи) устанавливают диапазон дей-
ствующих давлений па испытываемые образцы грунтов
из слоев с различной глубины.
Если данное сооружение проектируется в одну ста-
дию, следует принимать такие же методики лаборатор-
ных компрессионных и полевых испытаний грунтов, как
и при исследовании грунтов на стадии проектного зада-
ния. Максимальное вертикальное давление в компрес-
сионных испытаниях назначается равным сумме природ-
ного давления и давления от нагрузки фундамента (оп-
ределенного по эпюре распределения напряжений под
фундаментом). Это следует учитывать только в том слу-
чае, если в данных грунтах фильтрация происходит по
1акону Дарси.
Л. ПРОЧНОСТЬ ГРУНТОВ
Характеристики прочности грунтов входят во все рас-
четы устойчивости основания, а также в расчеты по опре-
чглению предельной нагрузки на основание и краевой
критической нагрузки.
35
Прочность грунта определяет максимально допусти-
мое напряженное состояние, при котором еще не начина-
ется разрушение грунта. Разрушение происходит при
определенном соотношении главных напряжений в ре-
зультате среза (сдвига) по площадке, на которой каса-
тельные напряжения превышают сопротивляемость грун-
тов сдвигу. Наиболее часто принимается, что в предель-
ном состоянии зависимость между касательным
и нормальным напряжениями определяется уравнением
Кулона — Мора. Параметрами этого уравнения являют-
ся угол внутреннего трения <р и сцепление с.
Для слабых водонасыщенных грунтов Н. Н. Маслов
[32] рекомендует характеристику сцепления, которая за-
висит от плотности-влажности грунта, разделить на две
составляющие — структурное сцепление, не зависящее
от влажности грунта, и водноколлоидную связность грун-
тов, которая зависит от влажности грунтов.
При проведении инженерно-геологических изысканий
определение прочности слабых водонасыщенных глини-
стых грунтов заключается в нахождении параметров
уравнения Кулона — Мора.
Значения угла внутреннего трения <р и сцепления с
слабых водонасыщенных глинистых грунтов перемен-
ны и зависят от условий испытаний — величины верти-
кальной нагрузки, скорости приложения сдвигающего
усилия, условий дренажа образцов в процессе сдвига
и т. п.
В настоящее время нет специально разработанной ме-
тодики для определения прочностных характеристик сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтов и исследования
часто проводятся по аналогии с испытаниями прочных
грунтов. Как показали наши эксперименты, такое произ-
вольное перенесение методик испытания С одних грунтов
на другие приводит к серьезным ошибкам. Кроме того,
испытания по различным методикам дают несопостави-
мые результаты прочностных свойств грунтов.
Для получения первичной информации о прочностных
характеристиках грунтов на стадии проектного задания
прочность слабых водонасыщенных- глинистых грунтов
следует определять по методу ускоренного неконсолиди-
рованного сдвига (по Н. Н. Маслову). Испытания мож-
но проводить на срезных одноплоскостных приборах кон-
струкции Гидропроекта (разработанных Н. Н. Масловым
и Ю. Ю. Лурье).
36
Желательно, однако, несколько модифицировать при-
бор для испытания слабых грунтов: снабдить его более
тонкими гибкими тросами, обеспечить большую под-
вижность всех трущихся деталей и т. п. Опыты рекомен-
дуется проводить под водой при минимальной величине
щелей между верхней и нижней каретками прибора. Го-
ризонтальные нагрузки, определяющие сдвиг одной ка-
ретки относительно другой, надо прикладывать ступе-
нями, равными 5—7% величины нормального напряже-
ния, через каждые 15—30 сек и таким образом, чтобы
общее время сдвига было равно 5—6 мин. Если первые
опыты длятся более 6 мин, начальные ступени горизон-
тального усилия следует увеличить до 10—15% величи-
ны нормального напряжения.
Нормальное напряжение при сдвиге принимается рав-
ным 0,25; 0,5; 0,75; 1; 1,5 и 2 кгс!см2 в зависимости от
консистенции грунта и нагрузок на фундаменты, из осно-
вания которых отобраны образцы грунта.
Преимущество приведенной схемы сдвига заключает-
ся в том, что в течение испытания (6 мин) грунт практи-
чески не уплотняется и все полученные результаты отно-
сятся к грунту с одной и той же плотностью (пористо-
стью) .
Как показали наши исследования различных слабых
водонасыщенных глинистых грунтов из районов Архан-
гельска, Риги, Волжского, Новокузнецка и др., величины
угла внутреннего трения, и сцепления, которые определя-
ются по методу ускоренного сдвига, значительно отли-
чаются от значений этих же характеристик, полученных
по методике медленного консолидированного сдвига.
В большинстве случаев по методике ускоренного сдвига
величина угла внутреннего трения получается на 20—
65% меньшей, а сцепление равным или несколько
(до 30%) большим, чем при испытаниях по методике
медленного сдвига. Угол внутреннего трения и сцепление
грунта одного слоя определяют по сводным графикам, на
которые нанесены значения сопротивления грунтов
сдвигу по результатам испытаний всех образцов из этого
слоя.
На стадии рабочих чертежей методика проведения ис-
следований сопротивления грунтов сдвигу назначается
в зависимости от расчетной схемы вероятной потери ус-
тойчивости фундаментов и оснований. Методика иссле-
дований существенно зависит также от вида сооруже-
37
ния, скорости его возведения и нагрузок, действующих
на фундаменты основания.
При определении характеристик прочности слабых
водонасыщенных глинистых грунтов небольшой толщи-
ны, когда процессы консолидации в основном успева-
ют произойти за период возведения сооружения, если
толща глинистых водонасыщенных грунтов перемежает-
ся слоями дренирующих грунтов, а также в тех случаях,
когда в результате применения песчаных свай или вер-
тикальных дрен создается дополнительная система дре-
нирования поровой воды из слоя, прочностные характе-
ристики определяются по методике испытания нормаль-
но-уплотненных образцов. Для этого образцы грунта
предварительно уплотняют при различных давлениях
(с возможностью оттока поровой воды) до полной стаби-
лизации деформации под действием каждой нагрузки.
Испытания на сдвиг ведутся при тех же нормальных
давлениях, при которых образцы грунта предварительно
уплотнялись. Как правило, влажность и пористость об-
разцов, срезаемых при различных нормальных давлени-
ях, различны.
Иначе определяются прочностные характеристики
слабых водонасыщенных глинистых грунтов, которые
сначала были уплотнены большой нагрузкой, а затем эта
нагрузка была снята. Сюда относятся случаи применения
вертикальных дрен и временной пригрузки основания,
реконструкция промышленных объектов (если на месте
более нагруженных фундаментов возводятся менее на-
груженные), а также сооружение зданий с глубокими
подвалами, в которых нагрузка на слабые грунты осно-
вания меньше бытовой нагрузки (яма для окалин, на-
сосные станции и т. п.), а грунты основания дренируются.
Во всех этих случаях сопротивление сдвигу определяет-
ся на переуплотненных образцах. При этом образцы грун-
та, вырезанные из одного монолита, предварительно уп-
лотняют одинаковым давлением (с возможностью оттока
поровой воды) до полной стабилизации деформации.
Испытания на сдвиг проводят при различных нормаль-
ных давлениях, обязательно меньших, чем давления, при
которых образцы грунта уплотнялись. При такой схеме
опыта образцы грунта имеют практически одинаковую
плотность-влажность в процессе среза.
Для определения прочностных характеристик слабых
водонасыщенных глинистых грунтов большой толщи (бо-
38
лес 5 м) и невозможности их дренирования, а также при
возведении сооружений в сроки, за которые процесс
фильтрационной консолидации не успевает произойти
более чем на 30%, применяется методика определения
сопротивления сдвигу на недоуплотненных образцах.
В этом случае образцы грунта предварительно не уплот-
няют или уплотняют до стабилизации в течение корот-
кого времени. Испытания на сдвиг производят при раз-
личных вертикальных давлениях, но так как сдвиг обыч-
но происходит быстро (в течение 5—6 мин), образцы
грунта не успевают уплотниться и сохраняют постоян-
ную плотность-влажность, близкую к значениям природ-
ной плотности-влажности.
При приложении горизонтальной сдвигающей силы
образец грунта испытывает дополнительное обжатие (из-
менение напряженного состояния) и поровое давление
в водонасыщенном глинистом грунте увеличивается. Ес-
ли горизонтальное усилие прикладывается медленно с
одновременным дренированием грунта, то поровое дав-
ление исчезает в процессе оттока воды. Если же сдвиг
происходит быстро и поровая вода не успевает отжаться
из образца, то поровое давление снижает общее сопро-
тивление грунта сдвигу. Поэтому чем быстрее происхо-
дит сдвиг, тем меньше величина сопротивления грунтов
сдвигу.
Для решения некоторых инженерных задач об устой-
чивости оснований и сооружений необходимо знать изме-
нение прочностных характеристик в процессе уплотнения
(консолидации) слабых водонасыщенных глинистых
грунтов. В этом случае опыты проводят на срезных при-
борах по следующей методике.
Образцы грунта обжимают при одном и том же дав-
лении (равном давлению в основании фундаментов).
Однако время обжатия принимается равным 15 и ЗОлшн,
1, 4, 24 ч и т. д., т. е. образцы не уплотняют до стабили-
зации осадок и срезают при различной влажности и по-
ристости.
При отсутствии данных о величине давления в осно-
вании опыты проводят при нормальных давлениях, рав-
ных 0,5; 1 и 3 кгс/см2.
Учитывая большую дисперсию показателей влажно-
сти-плотности, для определения параметров сдвига обра-
ботку результатов опыта проводят по методике
Н. Н. Маслова: строят зависимости =fi (W, а) для
39
каждого вертикального давления и "т=^2 (<*) для сред-
него значения влажности-плотности, полученного для
большого количества монолитов (здесь т — сдвигающее
напряжение; W— влажность; е—пористость образца;
о — нормальное напряжение).
Нами были исследованы различные факторы, влияю-
щие на характеристики прочности водонасыщенных гли-
нистых грунтов (речной ил из Архангельска и Каширы,
морской из Мурманска и засоленные илы оз. Сиваш).
Физические свойства этих грунтов приведены в табл. 1.4.
Таблица 1.4
Ил из района Удельный вес в г/сж* Объемный вес в г/сж* Влажность в % Пределы пластичности в% Степень влажности Количест- во орга- нических веществ в% •

Мурманска . 2,77 1,98 27 22 17 1 *—
Архангельска 2,68 1,55 72,5 75,6 39,2 1 5,6—9,4
оз. Сиваш . 2,64 1,68 39,3 35,6 18,7 0,98 — '
Каширы . . 2,6 1.6 66 52,4 29,2 1 4,8
Влияние скорости сдвига на характеристики прочно-
сти слабых водонасыщенных глинистых грунтов с нена-
рушенной структурой исследовалось на срезном приборе
конструкции Гидропроекта и на приборе трехосного сжа-
тия конструкции МИСИ им. В. В. Куйбышева (высота
образца грунта в стабилометре составляла 12—16 см,
диаметр — 6 см). Опыты на сдвиговом приборе прово-
дились под водой. Влияние скорости сдвига на величину
сопротивления сдвигу определяли при вертикальных дав-
лениях на образец 0,25; 0,5; 1; 3 и 5 кгс/см2. Скорость
сдвигающего усилия верхней каретки сдвигового прибора
изменяли, наливая воду (с постоянным расходом) в ем-
кость, подвешенную на рычаг срезного прибора. Сдви-
гающее усилие прикладывали с тремя скоростями:
0,0015; 0,1 и 0,6 кгс{мин. Результаты опытов приведены
на рис. 1.5.
Важным вопросом при исследовании сопротивления
грунтов сдвигу является критерий разрушения. В наших
экспериментах за критерий разрушения на срезных при-
40
борах принималось смещение верхней каретки прибора
на 5 мм. Этот вопрос весьма важен и при изучении проч-
ности слабых водонасыщенных глинистых грунтов на
приборах трехосного сжатия. На рис. 1.6 приведены ре-
а)
1*мс. 1.5. Влияние скорости сдвига итна прочностные характери-
стики грунтов
в—нл из Архангельска; б — ил нз Мурманска
зультаты испытания прочностных свойств илов оз. Сиваш
в стабилометрах при различных скоростях нагружения.
За разрушение принимались напряжения, при которых
иертикальная деформация образца составляла 10%.
Опыты показали, что скорость сдвига существенно
определяет прочностные характеристики слабых водона-
41
сыщенных глинистых грунтов. С уменьшением скорости
сдвига сопротивление грунтов сдвигу увеличивается.
Особенно заметно увеличиваются прочностные характе-
ристики лри больших нормальных давлениях. Это объяс-
няется тем, что при нагружении одновременно протека-
ют два процесса — консолидация образца и пластично-
вязкое изменение структурных связей глинистых частиц.
Консолидация происходит в большей мере при уменьше-
нии скорости нагружения, а пластично-вязкое изменение
Рис. 1.в. Исследование прочностных свойств илов оз. Сиваш в стаби-
лометрах при различных скоростях нагружения и при различных
критериях разрушения
в зависимости от вида структурных связей может при
уменьшении скорости сдвига привести как к увеличению,
так и к снижению прочности грунта.
Влияние напряженного состояния исследовалось на
стабилометре конструкции МИСИ. Опыты проводились
на образцах грунтов, свойства которых приведены
в табл. 1.4. Исследования проводились по открытой и за-
крытой системам. При исследовании прочностных свойств
по закрытой системе прибором конструкции А. А. Ничи-
поровича — С. И. Мигина определяли поровое давление.
Образцы грунта в стабилометре нагружали всесторонним
давлением ступенями по 0,05—0,1 кгс/см2 до заданных
в опытах величин (0,25; 0,5; 1 и 1,7 кгс/см2). Отдельно
был поставлен эксперимент при отсутствии всесторонне-
го давления.
42
вого давления и и относи-
тельной вертикальной де-
формации е от разности
главных напряжений (di—оа)
После достижения в опытах стабилизированной вели-
чины порового давления образец раздавливали верти-
кальным давлением, прилагаемым ступенями по 0,1—
0,2 кгс/см? со стабилизацией вертикальных деформаций
от каждой ступени. В про-
цессе опыта измеряли вер-
тикальные деформации и
поровое давление. За услов-
ный предел стабилизации
принималась скорость вер-
тикальной деформации 0,01
мм/мин. Опыт заканчивался
разрушением образца.
Для наименьшего нару-
шения структуры грунта об-
разцы вырезали тонкой
струной.
При подготовке к опыту
образец помещали в камеру
прибора внутри полости, об-
разованной резиновой обо-
лочкой обычно толщиной
0,2 мм (в нескольких опы-
тах была использована обо-
лочка толщиной 0,5 мм). За-
тем заполняли полость де-
газированной водой под ва-
куумом порядка 100 —
200 мм рт. ст. у вертикаль-
ного штампа прибора. Пос-
ле заполнения полости во-
дой перекрывали отверстие,
соединяющее верхний щтамп
с атмосферой, а нижний штамп соединяли с прибором
порового давления. Вертикальное давление передавалось
непосредственно на шток прибора (без рычажной систе-
мы) . Поровое давление в процессе нагружения образца
составляло около 80% величины всестороннего давления.
Как видно из графиков (рис. 1.7), начиная с опреде-
ленного значения девиатора напряжений, скорость нара-
стания вертикальных деформаций резко возрастала.
В области этих изменений деформаций поровое давле-
ние не имело устойчивого значения на каждой ступени
нагрузки (пунктирная линия на рис. 1.7) и в процессе
43

значительного увеличения вертикальных деформаций оно
несколько уменьшалось. ‘
На рис. 1.8 приведены результаты обработки прочно-
стных свойств пресноводных илов, полученных экспери-
ментально. Пунктиром показаны круги напряжений, по-
строенные в тотальных напряжениях при различных ве-
личинах всестороннего давления. Огибающая этих кругов
носит неопределенный характер и не может служить ис-
точником получения прочностных характеристик иссле-
дуемого грунта. На этом же графике сплошной линией
показаны круги напряжений, построенные в эффектив-
ных напряжениях. Огибающая в этом случае представ-
ляет собой прямую и может использоваться для получе-
ния определенных прочностных характеристик испытан-
ного грунта.
При испытании грунтов по открытой системе на ста-
билометрах, как было указано выше, грунты деформиру-
ются без явных признаков разрушения. За разрушение
принимается отношение главных напряжений после то-
го, как деформации образца грунта достигнут определен-
ной величины. Нами были проведены исследования влия-
ния величины относительной деформации образца (т. е.
отношения уменьшения высоты образца к его первона-
чальной высоте) на параметры прочности. Опыты прово-
дились параллельно в лаборатории МИСИ им. В. В. Куй-
бышева (на стабилометрах, описанных выше) и
в лаборатории Фундаментпроекта (на стабилометре
«Фарнелл-301). Для этих опытов образцы-близнецы
были вырезаны из больших монолитов размером 25Х
Х70Х90 см. Из одного монолита удавалось вырезать
18—20 цилиндрических образцов для стабилометров. Не-
которые результаты этих исследований представлены на
рис. 1.9. Из рисунка видно, что характеристики прочно-
сти— угол внутреннего трения <р и сцепление с сущест-
венно зависят от величины относительной деформации
образца е, при которой образец считается разрушенным.
Иными словами, для тех сооружений, которые допускают
большую осадку, следует в качестве критерия разруше-
ния принимать большее значение относительной дефор-
мации, а для сооружений, не допускающих больших оса-
док, — меньшие.
В последние годы практика исследования механиче-
ских свойств грунтов (С. С. Вялов, 1966 г., М. В. Малы-
шев, Э. А. Фрадис, 1968 г., Г. М. Ломизе, А. Л. Крыжа-
45
новский, 1969 г. и др.) показала, что на прочностные ха-
рактеристики грунтов многих видов оказывает влияние
величина промежуточного главного напряжения или вид
пространственного напряженного состояния. Вместе
с А. Л. Крыжановским автор провел исследования проч-
ностных свойств илов оз. Сиваш, отобранных из основа-
ния проектируемой земляной плотины. Чтобы выявить
влияние вида пространственного напряженного состоя-
Рис. 1.9. Зависимость между характеристиками прочности грунтов
и относительной деформацией образца, при которой грунт считается
разрушенным
ния на прочностные и деформативные характеристики
двух разновидностей илов с различными прочностными
характеристиками и физическими свойствами образцы
грунта исследовались на приборах трехосного сжатия
различной конструкции. Первая разновидность илов име-
ла объемный вес 1,75—1,79 г! см?, естественную влаж-
ность 24,2—26,2%. По данным лабораторных исследова-
ний прочности на срезных приборах конструкции Гидро-
проекта (по методике ускоренного сдвига), угол внутрен-
него трения этих грунтов был равен 18—21°, а сцепле-
ние— 0,22—0,25 кгс!см2. Модуль общей деформации
(по компрессионным опытам) при изменении давления
до 2 кгс!см2 составлял 36 кгс!см2. Вторая разновидность
илов (оз. Сиваш) имела объемный вес 1,58—1,62 г/см3
и естественную влажность 40—44,5%. По результатам
испытания образцов на срезных приборах конструкции
Гидропроекта (по методике ускоренного сдвига) угол
46
внутреннего трения этих грунтов был равен 4°30'—5°20',
а сцепление 0,11—0,14 кгс/см2. Модуль общей деформа-
ции грунтов этой разновидности при давлении до
2 кгс/см2 составлял 14,5—18,3 кгс/см2 (по данным ком-
прессионных испытаний).
Для характеристики напряженно-деформированного
состояния исследованных образцов грунта использова-
лись инвариантные соотношения:
для оценки величины гидростатического обжатия
Za = Ol+a2 + a3:
для оценки величины девиатора напряжения
"«= /т °*)2+ (°2-°з)2+ (°з-
для характеристики вида пространственного напря-
женного состояния
(а2 — ^1) — (аа — о»)
Го — — ’
—СТ3
где (Xi, аа, tf8—главные напряжения. Причем в данном
случае принимается, что ori>ofa> ^3. При ра =—1 вы-
полняется условие <Уа = ог3 < (Tf, при = 4-1 <т2 = °i > °з-
Для оценки величины объемной деформации образца
в предположении относительной малости наблюдаемых
деформаций использовалось соотношение
4 = е1 + ез+ез.
а для оценки величины деформации формы
где еь еа, е8 — главные относительные деформации.
Опыты проводились на стабилометре конструкции
МИСИ им. В. В. Куйбышева, который отличается от ста-
билометров других конструкций тем, что его резиновая
оболочка не имеет жесткого закрепления с корпусом при-
бора (как показали методические опыты, при жестком
закреплении резиновой оболочки на корпусе стабиломет-
ра происходит трение резины о грунт при сжатии образ-
цов, что особенно существенно для сильносжимаемых
грунтов, так как при этом несколько искажается задава-
емое напряженное состояние).
47
Образцы загружали малыми ступенями давления,
равными 0,05 кгс!см2. Это позволило исключить влияние
скорости нагружения образцов и процесса консолидации
на результаты исследований прочности грунтов.
Эксперименты проводились следующим образом. Из
монолита размером 0,7X0,7X0,7 м вырезали 15—18 об-
разцов-близнецов цилиндрической формы диаметром
6 см и обжимали их гидростатическим давлением, рав-
ным 0,2; 0,5 и 1 кгс)см\ а затем увеличивали вертикаль-
ное давление до разрушения образца.
Другую партию образцов, вырезанных из того же
монолита, после гидростатического обжатия указанным
выше гидростатическим давлением разрушали, увели-
чивая горизонтальное давление при неизменном верти-
кальном давлении.
Результаты проведенных исследований показали, что
параметры прочности грунта, определенные как по пер-
вой, так и по второй методике для илов второй разно-
видности (<р=4—5°), оказались практически одинако-
выми, что свидетельствует о несущественном влиянии
промежуточного главного напряжения на параметры
прочности грунта.
Для илов первой разновидности (ср=20°) характе-
ристики прочности, определенные по первой и второй ме-
тодикам, оказались различными, что предполагает влия-
ние промежуточного главного напряжения на прочность
грунта.
Для проверки проведенных исследований были по-
ставлены опыты по схеме чисто девиаторного нагруже-
ния образцов ила (оз. Сиваш) первой разновидности при
сохранении постоянным в опыте после окончания гидро-
статического обжатия параметра ро =4-1; —1 и ве-
личине гидростатического обжатия !а =const=6 и 1а =
=const=9 кгс/см2. Опыты производились на приборе
трехосного сжатия конструкции Г. М. Ломизе,
А. Л. Крыжановского, Э. И. Воронцова (1969 г.), допу-
скающем независимое регулирование трех главных на-
пряжений; относительные деформации измерялись по
трем ортогональным направлениям.
Напряжения в опытах изменяли малыми ступенями,
чтобы исключить влияние на измерение скорости нагру-
жения и незавершившихся консолидационных процессов.
Результаты опыта иллюстрируются графиками на
рис. 1.10 и 1.11.
48
Представленные на рис. 1.10 зависимости //<y=/v/o)
получены из опытов при 7О=9 кгс/см2 и р.о, равном 4-1
и —1 соответственно. Графики IIе ~f(IIa) получены по
результатам опытов при 1а =6 кгс/см2 и ро соответст-
венно равном 4-1» —1-
Диаграммы //е =f(IIo) подтверждают перекрестное
влияние на деформацию формы слабого илистого грунта
девиатора напряжений и гидростатического обжатия.
Влияние пространственного напряженного состояния
(параметра ра) оказывается переменным. Оно сущест-
венно увеличивается при приближении образца к разру-
шению, которое наступает при dIlQldllе=0, что под-
тверждает предположение о влиянии промежуточного
главного напряжения на прочность илов второй разно-
видности.
Для поведения илов первой разновидности при де-
формации характерно то, что сопротивление деформа-
ции формы при параметре ра =4-1 больше, чем при
=—1. Испытания песчаных грунтов, а также глини-
стых грунтов природной и нарушенной структуры дали
противоречивые с этой точки зрения результаты.
На рис. 1.10,6 представлены графики зависимости
/£ — <р (7/о). Эти зависимости применительно к слабым
грунтам подтверждают дилатантные свойства дисперс-
ных сред, т. е. возникновение объемной деформации за
счет действия девиатора напряжений. Причем объемная
49
деформация под действием девиатора напряжений име-
ет один порядок с объемной деформацией при гидроста-
тическом обжатии. Влияние параметра в данном
случае оказывается слабо выраженным.
Параметр прочности р определен в соответствии
с гипотезой прочности Мизеса — Шлейхера — Боткина:
И/о|пред = ‘еР/О+к-
Из полученных данных
следует, что параметр р
зависит от вида простран-
ственного напряженного
состояния. Отсюда выте-
кает неинвариантность ус-
ловия прочности Мора для
описания прочностных ха-
рактеристик слабого грун-
та в наиболее общем слу-
чае. Различие в величине
р при р,=±1 достигает
10%. Зависимость пара-
метра прочности ср от ви-
да пространственного на-
пряженного состояния по-
лучена в соответствии с
теорией прочности Мора
(Т1+су3+2 ctg ф
и приведена на рис. 1.11.
Как видно из рисунка,
описание прочности илов
оз. Сиваш (первой разно-
видности) уравнением предельного равновесия Мора так-
же выявляет неинвариантность данного условия к виду
пространственного напряженного состояния. Различие в
величине ф при р=±1 достигает в данном случае 54%.
Проведенные исследования показывают, что различ-
ные слабые водонасыщенные глинистые грунты в зави-
симости от своего происхождения, истории нагружения
и свойств должны описываться различными теориями
прочности. Для предварительных расчетов, вероятно,
можно принять, что если угол внутреннего трения слабых
50
водонасыщенных глинистых грунтов по результатам ис-
пытаний на срезных приборах превышает 18°, то теория
прочности Мизеса—Шлейхера—Боткина лучше удовлет-
воряет требованию инвариантности параметров проч-
ности к виду пространственного напряженного состоя-
ния по сравнению с гипотезой прочности Мора. Для сла-
бых же водонасыщенных глинистых грунтов, у которых
угол внутреннего трения по результатам испытаний на
срезных приборах меньше 10°, теория прочности Мора
достаточно хорошо удовлетворяет требованию инвари-
антности параметров прочности.
Опыты, проведенные по указанной выше методике на
засоленных илах, отобранных из основания резервуаров
в г. Фао (Ирак), показали, что для этих грунтов, у кото-
рых по данным сдвиговых испытаний угол внутреннего
трения равен 10—12°, полностью применима теория
прочности Мора.
Многие специалисты в СССР и за рубежом [10, 24]
считают, что при исследовании образцов грунта в сдви-
говых приборах и стабилометрах наблюдается неодно-
родное напряженное состояние образца, миграция вла-
ги внутри образца при его разрушении; разрушение ча-
сто происходит не по слабым сечениям образцов. В свя-
зи с этим для исследований грунта применяют приборы
перекашивания, которые обеспечивают более однородное
деформирование образца при длительном напряженном
состоянии и, кроме того, позволяют изучать изменяе-
мость характеристик прочности грунта во времени.
В лаборатории МИСИ им. В. В. Куйбышева под ру-
ководством автора были проведены исследования грун-
тов на приборе перекашивания конструкции Ломизе—
Гудкина—Жукова [29], Прибор был несколько усовер-
шенствован— к нему присоединили датчики, позволяю-
щие измерять поровое давление в различных точках
перекашиваемого образца в течение всего времени ис-
пытания. Прибор перекашивания представлял собой
прямоугольную камеру для образцов размером 30X71X
Х71 мм. Камера основанием опиралась на стол срезно-
го прибора конструкции Гидропроекта. Образец скаши-
вался в результате приложения к верхней части камеры
горизонтального усилия, которое передавалось через
штамп на образец. Задняя и передняя стенки камеры,
закрепленные в основании, могли перемещаться вместе
с образцом. Двумя боковыми стенками камеры служили
51
пластинки с отшлифованными поверхностями, уложен-
ные вплотную одна на другую. Пластинки входили в па-
зы передней и задней стенок и перемещались во время
скашивания образца, обеспечивая деформации простого
сдвига. В качестве приемных зондов для измерения по-
рового давления использовались медицинские иглы
большого диаметра. Схема их расположения показана
на рис. 1.12.
Рис. 1.12. Схема прибора перекашивания
Эксперименты проводились в комнате, в которой при
помощи термореле поддерживалась постоянная темпе-
ратура.
На приборе перекашивания были исследованы об-
разцы слабых водонасыщенных грунтов из Каширы, Ар-
хангельска, Мурманска, а также водонасыщенные пасты
каолинита и бентонита. Физические свойства грунтов
Архангельска и Мурманска приведены ранее в табл. 1.4,
физические свойства грунтов Каширы, а также паст
каолинита и бентонита — в табл. 1.5.
Все исследуемые образцы имели начальную влаж-
ность, приблизительно равную влажности на пределе
текучести этих грунтов.
Образцы из пасты предварительно уплотняли давле-
нием 0,5 кгс/см2, а образцы речного ила — давлением,
равным структурной прочности сжатия ила рстр
(0,2 кгс/см2). В процессе перекашивания образцы перво-
начально уплотняли нормальным давлением (равным
давлению предварительного уплотнения).
Опыты на перекашивание проводились по следующей
методике. К образцам-близнецам, вырезанным из одно-
го монолита, прикладывали постепенно возрастающие
касательные напряжения. Нагружение производили ли-
бо условно-мгновенно (ступенями), либо струйкой воды,
52
Таблица 1.5
Грунт Начальная влажность » % Удельный вес в е/см? Объемный вес в г/см3 Предел пла- стичности Уплотняющее давление в кгс/см* Коэффициент пористости
«'т %
Ил речной (Кашира) . . Каолинит (паста) . . Бентонит (паста) . . 51,9— 54,95 50,1 106 2,6 2,68 2,68 1,63— 1,66 49,7 56,6 120,2 29,7 39 40,1 0,2 0,5 0,5 1,36— 1,43 1,26— 1.3 2,62— 2,68
с постоянной скоростью нагружения 0,02 кгс!см? в 1 мин.
В период нагружения, а также при постоянном каса-
тельном напряжении через определенные промежутки
времени измеряли суммарную деформацию сдвига, сум-
марную вертикальную деформацию и поровое давление
в разных точках образца. Деформацию сдвига опреде-
ляли при помощи оптиметра с точностью измерения
0,5 мк. Точность измерения порового давления составля-
ла 0,01 кгс/см2.
Было замечено, что скорость деформации сдвига
в процессе нагружения увеличивается, а после его окон-
чания постепенно уменьшается до определенной величи-
ны в зависимости от напряженного состояния (рис. 1.13).
Как видно из рисунка, начиная с определенного момен-
та времени, характерного для данного вида грунта и его
напряженного состояния, наступает стадия течения,
в которой скорость можно считать постоянной.
В проведенных опытах угол перекашивания прини-
мался небольшим (до 7°), так как при дальнейшем уве-
личении угловых деформаций в приборах нарушилось
бы однородное напряженное состояние всего образца
грунта.
В процессе перекашивания образцов было установ-
лено, что при нагружении образцов и в ходе деформации
сдвига в образцах развивается поровое давление. При
испытаниях по открытой системе поровое давление
уменьшается во времени, обычно падая до нуля. Однако
53
Рис. 1.13. Изменение скоростей деформации сдвига у слабых водо-
насыщенных глинистых грунтов на приборе перекашивания во вре-
мени
1— бентонит (паста), е=2,6; 2 — ил из Каширы, е=1,4; 3 — каолинит (паста),
е *=1,з
1 — значения порового давления у поверхности образца; 2 — значения порового
давления в середине образца
54
в ряде случаев наблюдается остаточное поровое давле-
ние (в некоторых опытах отрицательное). Это явление
было характерно для грунтов с начальным градиентом
напора. В опытах установлено, что максимальному зна-
чению порового давления и соответствовал период, при
котором скорость деформации достигала максимальных
значений (рис. 1.14). Процесс течения с практически
постоянной скоростью наблюдался, когда поровое дав-
ление снижалось до нуля.
Величина порового давления и скорость его сниже-
ния в образце глинистого грунта зависит от его напря-
женного состояния, пористости, минералогического со-
става, физических свойств и др. Хотя поровое давление
и зависит от скорости нагружения, однако в значитель-
ном интервале скоростей максимальная величина поро-
вого давления меняется мало. Так, при увеличении ско-
рости нагружения речного ила (о =3 кгс!см2\ т =
=0,7 кгс!см?) в 4 раза максимальные поровые давления
не превышали 10% максимальных значений. В опытах
наблюдалось, что при одинаковых нормальных напря-
жениях в образцах грунта поровое давление увеличива-
ется при возрастании напряжения сдвига.
В результате экспериментов, проведенных на прибо-
ре перекашивания, можно получить данные о напряжен-
ном состоянии грунта (о и т), а также о его деформа-
циях (вертикальных — и сдвига — угол у). Для
построения кругов Мора в напряжениях воспользуемся
положением А. Надаи о совпадении главных осей на-
пряжений и деформаций (или скоростей деформаций)
в процессе перекашивания. Это, очевидно, применимо
к обработке результатов проведенных опытов, так как
угол скашивания имел в них небольшие значения.
Построим круг Мора для скоростей деформаций по
методике, предложенной К. Роско [60]. Обозначим де-
формации буквой е, скорости деформаций е, линейную
деформацию в вертикальном направлении , деформа-
цию сдвига (угол) у, а скорость деформации сдвига у.
Так как в процессе перекашивания горизонтальные раз-
меры образца не меняются, то горизонтальная линейная
деформация будет равна нулю, а скорость вертикальной
деформации больше нуля (е0 =/= 0). Поэтому точка Н на
рис. 1.15 с координатами О+’А? показывает скорость
деформации в горизонтальном направлении, а точкаМ
55
с координатами eVt — V2 Y — скорость деформации
в вертикальном направлении. Центр С круга Мора для
скоростей деформаций является серединой отрезка VH,
а на этом отрезке, как на диаметре, строится круг Мора.
По кругу можно определить угол ф между горизон-
талью и направлением главной наибольшей скорости
деформации емакс, а также скорость деформации в лю-
бом направлении. Максимальная скорость деформации
сдвига YMaKC возникает на плоскостях, которые образуют
угол величиной V2 Р с вертикальной осью.
Из допущения, что главные оси напряжений и дефор-
маций (скоростей деформаций) совпадают, следует, что
круги Мора для скоростей деформаций и напряжений
подобны. Поэтому, зная нормальные и касательные на-
пряжения из опыта на перекашивание, при которых ве-
личина порового давления достигает максимальных зна-
чений, т. е. во и трЛ, строим на осях напряжения точку
V' с координатами ov, Toh. Зная также угол Р между
направлением главных напряжений и направлением на-
пряжения в точке V', на-
ходим центр круга Мора
в напряжениях и строим
круг, показанный на
рис. 1.16 в общих (то-
тальных) напряжениях
пунктирной линией. По
величине порового давле-
ния, определенного в опы-
те, можно построить круг
Мора для эффективных
напряжений при данной
скорости деформирова-
ния (на рис. 1.16 сплош-
ная линия).
Принимая другое нор-
мальное напряжение для
образца-близнеца, выре-
занного из одного моно-
Рис. 1.15. Круг Мора для скоро-
стей деформации, построенный по
результатам испытаний на приборе
перекашивания
лита, проводим второй опыт и строим по аналогии второй
круг Мора на этом же графике. По полученным в эффек-
тивных напряжениях кругам Мора проводим касатель-
ную, которая определяет параметры сдвига <р и с для
данной скорости сдвига. Если провести ряд опытов на
56
перекашивание с различными скоростями сдвига, то
можно установить зависимость между характеристиками
прочности (углом внутреннего трения и сцепления) и
различными скоростями сдвига. По опытам можно уста-
новить зависимость между напряжениями и деформа-
циями.
Т,*гс / см?
бу = 238
Рис. 1.16. Круг Мора для напряжений, построенный по результатам
испытаний на приборе перекашивания образцов речного ила из райо-
на Каширы
Сопоставление результатов испытания исследуемых
грунтов на приборе перекашивания с результатами ис-
пытаний тех же грунтов на срезных приборах и на ста-
билометрах показывает, что при испытании грунтов на
приборах перекашивания угол внутреннего трения ока-
зывается на 1—2° меньше по сравнению с результатами
испытания тех же грунтов на срезном приборе с предва-
рительным уплотнением грунтов такими же величинами
давлений, как и на приборе перекашивания. Величина
сцепления, определенная на обоих приборах, примерно
одинакова (опыты на стабилометрах проводились
с предварительным обжатием грунтов всесторонним
давлением и последующим испытанием образцов по за-
крытой системе с измерением порового давления).
При определении характеристик прочности грунтов
основания в случае применения вертикальных песчаных
Б7
дрен с пригрузочной насыпью, а также песчаных и из-
вестковых свай и т. п. необходимо определять характе-
ристики прочности грунтов при их естественной пористо-
сти (по методике быстрого сдвига на срезных приборах
или по закрытой системе на стабилометрах). Испытание
следует производить при такой скорости нагружения, ко-
торую, вероятно, будут испытывать образцы грунта на
данной глубине при возведении пригрузочной насыпи
или других сооружений. Необходимо также установить
изменяемость характеристик прочности в процессе кон-
солидации грунта до конечной пористости, которая
будет соответствовать окончанию осадки грунта под
действием песчаных или известковых свай либо пригру-
зочной насыпи. Необходимо также установить характе-
ристики прочности грунта на приборах прямого сдвига,
стабилометрах и приборах перекашивания для опре-
деления прочностных характеристик грунтов после
окончания процесса искусственного уплотнения основа-
ния. Скорость нагружения образцов в этих опытах
должна быть равной скорости нагружения слоя грунта
основания весом сооружения.
6. ПРОНИЦАЕМОСТЬ ГРУНТОВ
Для расчетов консолидации грунтов основания и из-
менения прочности грунтов во времени в процессе уплот-
нения, для расчетов осадок фундаментов и сооружений,
а также для расчетов вертикальных песчаных и извест-
ковых дрен, песчаных и железобетонных свай необходи-
мо иметь достоверные данные о проницаемости грунтов.
В общем случае коэффициент проницаемости грунта
равен коэффициенту его фильтрации, умноженному на
коэффициент вязкости жидкости, проходящей через
грунт.
Согласно нашим исследованиям (более подробно
см. главу II) проницаемость слабых водонасыщенных
глинистых грунтов должна характеризоваться коэффи-
циентами фильтрации грунта до и после уплотнения
основания, начальным градиентом напора (если филь-
трация происходит с отклонением от закона Дарси)
и зависимостью начального градиента напора от коэф-
фициента пористости в процессе уплотнения грунтов ос-
нования. Для расчета вертикальных песчаных дрен, дре-
нажных прорезей, песчаных и железобетонных свай
58
и некоторых других видов искусственных оснований не-
обходимо знать коэффициенты фильтрации грунтов
в горизонтальном направлении до и после уплотнения
основания, а также начальный градиент напора, если
фильтрация в горизонтальном направлении происходит
с отклонением от закона Дарси.
В процессе уплотнения коэффициент фильтрации не-
которых разностей сильносжимаемых глинистых грун-
тов изменяется в 100 и 1000 раз, поэтому для расчетов
необходимо знать закономерности изменения этой ве-
личины.
При проведении инженерно-геологических исследова-
ний на стадии проектного задания для слабых водона-
сыщенных глинистых грунтов необходимо установить
начальный коэффициент фильтрации грунтов природной
пористости и коэффициент фильтрации грунтов, уплот-
ненных давлением 2—5 кгс{см2.
Определение коэффициента фильтрации слабых во-
донасыщенных глинистых грунтов может проводиться
на компрессионно-фильтрационных приборах типа Ф-1М,
приборах конструкции Ю. М. Абелева—А. И. Озерецко-
го, П. А. Аргунова, Г. И. Тер-Степаняна и др., т. е. на
приборах, в которых коэффициент фильтрации опреде-
ляется для образцов в различном напряженном состоянии.
Особое внимание при проведении фильтрационных
исследований следует уделить качеству воды, которая
проходит через образец грунта. Для незасоленных грун-
тов (емкость поглощения больше 1,4 мг]экв-л) приме-
няют дистиллированную дегазированную воду (ваку-
умируется в течение 2 ч). В связи с тем, что при измене-
нии температуры газосодержание в воде меняется,
фильтрационное исследование необходимо проводить
при постоянной температуре (±2° С) в течение всего
опыта.
Необходимо обеспечить плотность соприкосновения
образца глинистого грунта ненарушенной структуры со
стенками кольца компрессионно-фильтрационного при-
бора. Для этого перед помещением образца грунта
в кольцо стенки последнего смазывают разогретым пла-
стелином или густым техническим маслом, которое за-
полняет все пустоты между стенками кольца и образца.
Фильтрацию создают по схемам «сверху вниз» или
«снизу вверх» при постоянном или переменном напорах,
однако для сокращения времени проведения фильтраци-
59
онных испытаний целесообразно проводить опыты с по-
стоянным напором. Для увеличения постоянного напора
можно создавать вакуум, который, кроме того, устраня-
Рис. 1.17. Фильтрационный прибор конструкции
П. А. Аргунова
ст защемление воздуха в образце грунта н приборе
(рис. 1.17).
Для предотвращения осмотических явлений в образ-
цах засоленных грунтов в качестве фильтрующей жид-
кости целесообразно применять водную вытяжку засо-
60
ленного грунта (1:5). При этом необходимо опреде-
лять коэффициент вязкости раствора водной вытяжки.
В таких опытах определяют обычно не коэффициент
фильтрации, а коэффициент проницаемости грунта (ко-
эффициент фильтрации грунта равен коэффициенту про-
ницаемости, деленному на коэффициент вязкости жид-
кости) .
В исследованиях, проводимых на стадии рабочих
чертежей, необходимо определять фильтрационные ха-
рактеристики грунтов данного слоя в процессе их уп-
лотнения до ожидаемых значений пористости (опреде-
ляется по эпюрам распределения напряжения в основа-
нии фундаментов, полученным на стадии проектного
задания).
Опыты следует проводить по методике с постоянным
напором. Величину и градиент напора (градиентом на-
пора называется отношение величины действующего на-
пора к высоте образца) устанавливают в зависимости от
моделируемой работы грунтов в основании данного со-
оружения. Особое внимание следует обратить на выбор
градиента напора при исследовании пылеватых (макро-
пористых), лёссовых и других грунтов, в которых при
определенных значениях напора происходят суффозион-
ные процессы, резко искажающие действительную водо-
проницаемость образца. При испытании малопрони-
цаемых глинистых грунтов (коэффициент фильтрации
меньше 10-7 см/сек) для увеличения напора целесооб-
разно применять вакуум.
Опыт проводится следующим образом. После уста-
новки образца в прибор и проверки герметичности всех
соединений удаляют воздух из прибора и образца ис-
следуемого грунта. Затем перемещением напорного ре-
зервуара устанавливают нужный напор (при этом на*
порный резервуар должен быть защищен от попадания
в него пыли). Чтобы предотвратить подъем образца
в кольце при фильтрации воды снизу вверх, образец
следует зажать арретиром. Когда подготовка окончена,
через образец без приложения внешней нагрузки про-
пускают воду, расход которой измеряют мензуркой.
Первоначально воду пропускают несколько раз до по-
лучения постоянного начального коэффициента филь-
трации (в связи с длительностью проведения опыта для
предотвращения испарения воды из приемной мензур-
ки в нее помещают 0,2—0,5 см3 жидкого масла).
61
62
Рис. 1.18. Зависимость скорости фильтрации от градиента напора при уплотнении грунта
а — ил органо-минеральный из Риги; б —ил речной из Каширы; в — ил из Архангельска; г—засоленный ил оз. Сиваш
После определения начального коэффициента филь-
трации при данном напоре его увеличивают в два раза
и снова определяют коэффициент фильтрации. Затем на-
пор повышают в четыре раза (по сравнению с началь-
ным) и вновь определяют коэффициент фильтрации.
Если при каком-то напоре в инфильтрате, собирае-
мом в мензурку, обнаружится осадок, опыт следует
прекратить, а напор уменьшить.
Чтобы выяснить возможность осмотической филь-
трации, искажающей явление начального градиента на-
пора, необходимо определить концентрацию солей в во-
де до и после фильтрации через образец. Для учета
влияния температуры на фильтрационные характеристи-
ки не менее трех раз в сутки производят контрольный
замер температуры фильтрующейся воды.
Результаты трех опытов с разными напорами нано-
сят на график зависимости скорости фильтрации от гра-
диента напора (рис. 1.18). Если прямая линия, соединя-
ющая экспериментальные точки, не проходит через
начало координат, то на оси «градиент напора» она от-
секает отрезок, который называют «начальным градиен-
том напора» Iq.
Начальный градиент напора — это параметр уравне-
ния фильтрации через грунт. Для большинства грунтов
при градиентах напора, меньших начального, фильтра-
ция или отсутствует, или происходит со скоростью, во
много раз меньшей скорости фильтрации при градиен-
тах напора, больших начального.
После проведения опытов с образцом грунта природ-
ной структуры, измерения коэффициента фильтрации
и определения начального градиента напора образец
грунта обжимают определенными ступенями вертикаль-
ного давления (компрессия). Величины максимального
вертикального давления и ступеней давления определя-
ются фактической работой грунта в основании соору-
жения.
После стабилизации деформации образца глинисто-
го грунта под каждой ступенью вертикального давления
определяют коэффициент фильтрации грунта данной по-
ристости (при трех разных градиентах напора) и на-
чальный градиент напора по схеме, указанной выше. На
основании этих опытов можно установить изменение
коэффициента фильтрации и начального градиента на-
пора от изменения пористости или давления.
64
Для решения ряда инженерных задач, связанных
с уплотнением сильносжимаемых глинистых грунтов при
дренировании (песчаные сваи, вертикальные песчаные
дрены, дренаж и т.п.), необходимо знать возможный
вынос частиц при данном напоре (или градиенте напо-
ра). Для этой цели опыты следует проводить при за-
данном напоре, а собранный инфильтрат выпаривать,
чтобы определить количество выносимых частиц (в про-
центах) при данном градиенте напора для грунтов дан-
ной пористости.
Если невозможно обеспечить постоянную температу-
ру в процессе опыта, то следует периодически замерять
температуру и приводить фильтрационные характери-
стики, например к 4-15° С — наиболее характерной тем-
пературе большинства толщ слабых водонасыщенных
глинистых грунтов или к заданной температуре.
Исследования проницаемости слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтов. Фильтрационные явления в сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтах изучены мало.
Наиболее интересные экспериментальные исследования
проницаемости некоторых видов слабых глинистых грун-
тов были проведены в последние 15 лет Г. В. Сорокиной
[48], изучавшей илы Черного моря, В. М. Павилон-
ским [37] на глинистых грунтах в гидротехнических
сооружениях, Е. Ф. Мосьяковым [49] на аллювиальных
глинистых грунтах и др.
Среди многих специалистов распространена точка
зрения, что коэффициенты фильтрации глинистых грун-
тов могут быть получены только очень приближенно, и
поэтому во многих случаях геологи используют таблич-
ные значения коэффициентов фильтрации. Однако на-
ши исследования фильтрационных свойств сильносжи-
маемых глинистых грунтов, а также исследования упо-
мянутых выше авторов убедительно показали, что при
современной методике исследований можно получить
значения параметров фильтрации через грунт с высокой
точностью. Так, по данным В. М. Павилонского и авто-
ра, коэффициент фильтрации сильносжимаемых грунтов
можно определять на фильтрационных приборах до зна-
чений 10“п см)сек.
Изучая проницаемость черноморских илов, Г. В. Со-
рокина установила, что между коэффициентом пористо-
сти грунта и его коэффициентом фильтрации существу-
ет логарифмическая зависимость.
5—1
65
Рис. 1.19. Графики изменения коэффициента фильтрации при уплотне
а —ил органо-минеральный (Рига); б —ил речной из Архангельска; о —ил
ция в горизонтальном направлении
В лаборатории кафедры «Механика грунтов, основа-
ния и фундаменты» МИСИ под руководством автора
также были выполнены исследования с целью установ-
ления зависимости между коэффициентом фильтрации
и коэффициентом пористости сильносжимаемых глини-
стых грунтов с ненарушенной структурой из районов
Архангельска, Риги, Мурманска, Новокузнецка, Каши-
ры, Белгорода, Брянска и илов оз. Сиваш. Опыты про-
водились на фильтрационных приборах конструкции
С. А. Роза, на компрессионно-фильтрационных прибо-
рах ПВ-2 конструкции Д. И. Знаменского, на ком-
66
нпи силыгосжимаемых водонасыщенных глинистых грунтов
г. Фао (Ирак), фильтрация и вертикальном направлении; г — то же, фильтра-
прессионно-фильтрационных приборах конструкции
IO. М. Абелева — А. И. Озерецкого, а также на при-
борах Ф-IM, несколько модернизированных в лабора-
тории МИСИ им. В. В. Куйбышева. Всего с 1962 по
1971 г. было исследовано около 900 образцов. Некото-
рые результаты исследований приведены на рис. 1.19.
Так как согласно исследованиям В. М. Вавилонско-
го характеристики проницаемости слабых глинистых
грунтов следует изучать при больших градиентах напо-
ра (при малых значениях градиентов напора в его ис-
следованиях наблюдался большой разброс значений ко-
5*
67
эффициентов фильтрации глинистых грунтов), для
составления достаточно обоснованного суждения о прони-
цаемости грунта необходимо в каждом опыте произво-
дить не менее 10 определений коэффициентов фильтра-
ции. Поэтому в наших опытах все исследования прово-
дились с 6—12-кратной повторностью.
Методика лабораторных экспериментов заключалась
в следующем.
Образец глинистого грунта помещали в компресси-
онно-фильтрационный прибор, заполненный дистиллиро-
ванной водой. Так как испытания, проведенные В. Г. Бу-
лычевым [47], показали, что на величину фильтрацион-
ных характеристик существенно влияет количество
воздуха, растворенного в воде, в наших экспериментах
дистиллированную воду перед заливкой в фильтрацион-
ные приборы и напорный резервуар помещали в специ-
альный сосуд, где с помощью вакуум-насоса ее дегази-
ровали в течение 3 ч.
Б. В. Дерягин, Б. Ф. Рельтов [23] и другие отмеча-
ли, что фильтрационные свойства глинистых грунтов из-
меняются в зависимости от содержания «пыли> (услов-
ное наименование, данное авторами) в фильтруемой во-
де. Даже незначительное содержание глинистых частиц
(менее 0,01%) приводит к образованию в порах струк-
турированных систем и значительно изменяет фильтра-
ционные характеристики. Чтобы исключить попадание
пыли в напорный резервуар, его покрывали крышкой, в
которой были оставлены отверстия только для термо-
метра и пропуска воздуха. Напорный резервуар был
соединен с пьезометрической трубкой.
Большинство длительных опытов по исследованию
фильтрации слабых водонасыщенных глинистых грунтов
проводилось в специально оборудованных помещениях
с регулированием температуры (термореле). Колеба-
ния температуры во время длительных опытов (в тече-
ние 5 месяцев) не превышали ±2°. Для уменьшения
влияния температурных колебаний при окончательной
обработке экспериментального материала все результа-
ты были приведены к t= 15° С.
Для отработки методики проведения экспериментов
вначале были выполнены исследования на искусственно
приготовленных пастах глины неокома (Саратов) и хва-
лынской глины (Волгоград). Однородность паст позво-
лила провести опыты с нужной повторностью и устано-
68
вить закономерности, наблюдаемые при изменении
условий экспериментов. Затем по установленной уточ-
ненной методике исследовались глинистые грунты с не-
нарушенной структурой.
Некоторые физико-механические характеристики ис-
следованных грунтов приведены в табл. 1.6.
Таблица 1.6
Грунт
Ил:
речной (Ар-
хангельск)
озерный (Крас-
ноармейск)
органо - мине-
ральный (Ри-
га) . .
Лёсс (Грозный)
» (Оби-Киик)
Паста:
из глины нео-
кома (Сара-
тов) . . . .
из хвалынской
глины (Волго-
град) . . . .
2.68
2.68
2,32
2,7
2,71
2,71
2,69
1,55
1,73
1,24
1,42
1,69
1,55
1.6
72,5
49,2
158
77,2
67,3
75,6
47,1
180,2
22,3
20,1
75,8
61,6
39,2
25
81,2
17,4
18
37
26,4
1,98
1.4
3,83
1,06
0,76
2,09
1,81
0,22 5,6
0,12 3.7
0,81 12,8
0,09 —
0,06 —
0,24 —
0,17 —
В связи с тем, что на правильность определения ко-
эффициента фильтрации по схеме, при которой вода
фильтруется через образец снизу вверх, существуют
различные точки зрения, нами были поставлены опыты
На образцах сильносжимаемых глинистых грунтов с не*
Нарушенной и нарушенной структурой по схеме, прй
которой вода проходит через образец сверху вниз.
Многочисленные опыты, проведенные на глинистых
грунтах с коэффициентом пористости^ большим едини-
69
цы, показали тождественность результатов опытов по
обеим схемам.
После определения коэффициента фильтрации грун-
та без нагрузки образец нагружали и при каждой сту-
пени нагрузки устанавливали последовательно напор,
равный 0,3; 0,6 и 1 м (а в некоторых опытах 1,4 м) для
илов и 4, 8 и 12 см для лёссов. На каждой ступени на-
грузки в период стабилизации осадки и после опреде-
ляли коэффициент фильтрации образца грунта. Уста-
навливали зависимость между коэффициентом фильтра-
ции и коэффициентом пористости грунта в процессе
уплотнения и зависимость между скоростью фильтрации
и градиентом напора для каждой ступени нагрузки. Как
правило, опыты проводились на двух-трех образцах-
близнецах одновременно. Продолжительность каждого
определения коэффициента фильтрации менялась от не-
скольких часов до нескольких суток.
Анализ проведенных опытов показал, что для раз-
личных сильносжимаемых глинистых грунтов с нару-
шенной и ненарушенной структурой между коэффици-
ентом пористости и коэффициентом фильтрации дейст-
вительно существует логарифмическая зависимость. Эта
зависимость становится особенно четкой (см. рис. 1.19),
если коэффициенты фильтрации определяются непосред-
ственно после стабилизации осадки образцов грунта,
а фильтрационные испытания проводятся при одинако-
вых постоянных градиентах напора (10 и более).
Изучение полученных в опыте многочисленных зави-
симостей между скоростью фильтрации и градиентом
напора показывает, что при уплотнении грунта до опре-
деленного значения пористости, характерного именно
для данного грунта, фильтрация протекает по закону
Дарси. Начиная с какого-то значения пористости, филь-
трация отклоняется от закона Дарси (точки зависимо-
сти «скорость фильтрации — градиент напора» лежат
на прямой, которая проходит не через начало коорди-
нат, а пересекает ось «градиент напора»). Отклонение
от закона Дарси увеличивается по мере уплотнения
грунтов и уменьшения коэффициента пористости.
В некоторых экспериментах при достижении опреде-
ленных значений коэффициента пористости наблюда-
лось прекращение фильтрации при значениях градиента
напора, меньших начального. В ряде других опытов при
достижении пористости, характерной для появления на-
70
чального градиента напора, фильтрация наблюдалась
при градиентах, имеющих меньшее значение, однако
скорость фильтрации при этом резко уменьшалась. Сле-
дует отметить, что в областях малых градиентов напо-
ра, близких по величине к начальному градиенту, наблю-
дается большой разброс значений коэффициента филь-
трации.
В практике исследований глинистых грунтов боль-
шой интерес представляет «явление начального градиен-
та напора». Некоторые исследователи в течение очень
длительного времени были против возможности сущест-
вования такой закономерности фильтрации и считали,
что это явление связано с неправильным проведением
экспериментов. Впервые отклонение фильтрации в грун-
тах от закона Дарси было обнаружено в опытах, про-
веденных в 1929 г. Н. П. Пузыревским. В 1935 г.
К. П. Лундин установил, что такое отклонение наблю-
дается при фильтрации через торф. В конце 1940 г.
С. А. Роза и Б. Ф. Рельтов установили, что отклонение
от закона Дарси характерно для фильтрации через
очень плотные глины (полутвердой и твердой консистен-
ции).
Отклонение фильтрации воды через глинистый грунт
от закона Дарси некоторые исследователи объясняют
повышенной вязкостью граничных слоев жидкости. Так,
измерение Б. В. Дерягиным и его сотрудниками вязко-
сти граничных слоев жидкости методом сдувания пока-
зало, что вязкость этих слоев около твердых поверхно-
стей изменяется скачком в несколько раз (по сравне-
нию с вязкостью жидкости в большом объеме). Это
явление объясняется действием молекулярных сил при-
тяжения «твердой» стенки на граничный слой. Исследо-
вания этого слоя толщиной порядка 0,1 мк при помощи
электронных лучей показали, что молекулы в нем рас-
положены параллельно одна другой и перпендикуляр-
но поверхности твердого тела. Именно ориентирован-
ным расположением молекул в граничном слое и объяс-
няется повышенная вязкость жидкости.
По мнению Б. Ф. Рельтова [39], физико-химическая
природа начального градиента напора обусловлена дру-
гими причинами. Основываясь на работах Б. В. Деря-
гина и его сотрудников, исследовавших «силы прилипа-
ния», Б. Ф. Рельтов считает, что в определенных условиях
взвешенные коллоидные частицы, имеющие разме-
71
ры, меньшие, чем поры, могут прилипать к стенам пор
и образовывать внутри них пространственные структу-
ры. Особенно это относится к глинистым грунтам с ма-
лыми коэффициентами фильтрации Для прилипания
необходимо, чтобы взвешенные частицы, сталкивающие-
ся в процессе броуновского движения, в течение неко-
торого времени могли задерживаться на поверхности
стенок пор. Такие условия создаются в тех случаях,
когда движение воды в порах происходит с достаточно
малыми скоростями. Наиболее благоприятные условия
для прилипания возникают в углах и «тупиках» пор, где
существуют «мертвые» пространства. В ряде случаев,
при временном прекращении фильтрации, взвешенные
частицы оседают на стенки пор или вследствие теплового
движения попадают в сферу действия молекулярных
сил. В первый момент частицы находятся в наименее
устойчивом положении. Постепенно силы прилипания
возрастают, т. е. увеличивается сопротивление частиц
сносу фильтрационным потоком и они сами становятся
в состоянии удерживать прилипшие к ним новые части-
цы. Таким образом, создаются «рыхлые» структуры
внутри пор, значительно увеличивающие гидравлическое
сопротивление потоку и резко уменьшающие коэффи-
циент и скорость фильтрации.
Именно эти структуры и являются, по мнению
Б. Ф. Рельтова, причиной явления начального градиен-
та. Согласно исследованиям, проведенным в ВНИИГе
им. Б. Е. Веденеева, для образования пространственных
структур требуется крайне небольшое количество кол-
лоидного вещества.
Многочисленные лабораторные исследования, прове-
денные в лаборатории МИСИ в 1962—1971 гг., показа-
ли, что явления начального градиента напора при филь-
трации через уплотняемые образцы слабых водонасы-
щенных глинистых грунтов природной структуры наблю-
дались при коэффициентах пористости, значительно
больших по величине, чем коэффициенты пористости
плотных глин, у которых были обнаружены начальные
градиенты напора С. А. Роза [42] и Б. Ф. Рельтовым
[22].
Это явление может быть объяснено тем, что при уп-
лотнении сильносжимаемых глинистых грунтов проис-
ходят микросдвиги частиц, в результате чего резко
уменьшается прочность связей между глинистыми ча-
72
стицами и агрегатами. Несомненно, что прочность свя-
зей между глинистыми частицами и агрегатами значи-
тельно меньше прочности связей между глинистыми ча-
стицами в «плотных» глинах.
При создании напора фильтрационный поток в порах
скелета грунта увлекает за собой большое число глини-
стых частиц, которые и застревают в отдельных порах,
закупоривая пути фильтрации, что принято называть
заиливанием грунта. Для проверки этого явления был
проведен ряд опытов на пастах саратовской глины с ко-
эффициентом пористости 2,12—1,83 и на образцах ила
ненарушенного сложения из районов Архангельска и
Риги.
К образцам грунтов сразу же после обжатия нагруз-
кой 0,4 кгс]см2 (образцы раньше были обжаты нагруз-
кой 0,2 кгс)см2) прикладывали напор 100 см (градиент
24—30). Фильтрация проводилась по схеме снизу —
вверх. Воду, которая профильтровывалась через обра-
зец, собирали в мензурки. Затем ее наливали в чашки,
выпаривали и определяли количество взвешенных час-
тиц на аналитических весах. Аналогичные опыты по оп-
ределению количества взвешенных частиц проводились
и после полной стабилизации осадки образцов грунта.
Некоторые результаты этих опытов приведены в
табл. 1.7.
Из данных таблицы видно, что количество выноси-
мых глинистых частиц зависит от относительного сжа-
тия образца. Для всех исследуемых грунтов по мере их
нагружения наблюдалось уменьшение количества ча-
стиц, выносимых фильтрационным потоком.
Исследования гранулометрического состава инфиль-
трата показали, что диаметр частиц (по Стоксу) в ос-
новном меньше 0,001 мм. Определения производились
с небольшой точностью, так как исследовались неболь-
шие объемы суспензий. Во многих случаях в течение не-
дели совершенно не наблюдалось выпадения частиц из
раствора. Опыты показали, что при уплотнении образ-
цов сильносжимаемых глинистых грунтов и прохожде-
нии через них фильтрационного потока наблюдается
суффозия коллоидных частиц. Следовательно, при филь-
трации через грунт вода движется со взвешенными гли-
нистыми частицами.
Итак, многочисленные экспериментальные исследо-
вания, проведенные нами на различных силыюсжимае-
73
Таблица 1.7
Грунт Содержание в % коллоидных глинистых час- тиц в инфильтрате при градиентах напора 24—30
во время уп- лотнения на- грузкой от 0,1 до 0,3 кгс/см1** после стабилиза- ции осадки во время уплот- нения нагруз- кой** от 0,5 до 0,7 кгс/см? после стабилиза- ции осадки
Хвалынская глина (Волгоград): паста 1(в0 = 1,7) » 2(е0=1,52) » з<Со=1,77) 0,0744 0,0593 0,0892 0,0211 0,0362 0,0430 0,0306 0,0370 0,0583 0,0113 0,0203 0,0210
Глина неокома (Сара- тов): паста 1 (е0 = 1,92) » 2 (во =1,99) 0,176 0,143 0,064 0,060 0,122 1,098 0,036 0,024
Ил (Архангельск), е0= =2,05 0,0903 0,0271 0,0393 0,0165
Ил (Рига)*, е0=3,83 — — — 0,0060
• Образец ила (Рига) уплотнялся нагрузкой от 0,5 до 1 кгс!см2. * * В первые 24 ч.
мых водонасыщенных глинистых грунтах, показали, что
для многих видов слабых грунтов различного проис-
хождения действительно наблюдается отклонение филь-
трации от закона Дарси. В отличие от опытов С. А. Ро-
за и Б. Ф. Рельтова фильтрация через сильносжимае-
мые грунты естественной пористости часто происходит
по закону Дарси, однако в процессе их уплотнения на-
чиная с определенной пористости наблюдается ее откло-
нение от закона Дарси. Впервые было установлено, что
начальный градиент напора слабых водонасыщенных
74
глинистых грунтов является переменной величиной для
многих видов сильносжимаемых грунтов (в отличие от
«плотных» глин, которые характеризуются одним посто-
янным значением начального градиента напора) [1].
На рис. 1.18 были показаны результаты исследова-
ний изменяемости величины начального градиента на-
пора в процессе уплотнения. Опыты, проведенные на
глинистых грунтах различного происхождения, показа-
Рис. 1.20. Зависимость между величиной начального градиента напора
и коэффициентом пористости при уплотнении грунтов
в —ил (Рига); б — юрская глина (Москва)
ли, что для некоторых видов грунтов (засоленные илы)
величина начального градиента напора остается посто-
янной практически в период всего уплотнения образцов
до давления 5 кгс!см2 (см. рис. 1.18,г). Для слабых гли-
нистых грунтов аллювиального происхождения, содер-
жащих органические вещества, характерна линейная
зависимость начального градиента напора от коэффици-
ента пористости (рис. 1.20,а). Для иольдиевых глин,
верхнего слоя юрских отложений, хвалынских водонасы-
щенных глин и некоторых других типов глинистых грун-
тов характерна параболическая зависимость между ве-
личиной начального градиента и коэффициентом пори-
стости при уплотнении грунтов (рис. 1.20, б).
В лаборатории МИСИ им. В. В. Куйбышева иссле-
довалось также изменение коэффициента фильтрации
слабых глинистых грунтов различного происхождения
и с различных площадок во времени. Опыты проводи-
лись в течение одного — шести месяцев при различных
градиентах напора на образцах грунтов, предваритель-
75
Но обжатых в компрессионно-фильтрационном приборе
давлениями I; 2; 3 и 5 кгс!см2.
Исследования, проведенные на слабых водонасыщен-
ных грунтах из районов Новокузнецка и Каширы, кото-
рые содержат 5,5—9,4% органических веществ, показа-
ли, что при градиентах напора меньше 10 коэффициент
фильтрации уменьшается во времени на 20—65%.
Исследования проводились также на грунтах нару-
шенной структуры — пасты хвалынской глины (Волго-
град) и илов озера Сиваш. Параллельно исследования
проводились на образцах грунта ненарушенной струк-
туры— ила (Рига) и лёсса (Оби-Кпик). Во всех опы-
тах при градиентах напора меньше 10 (а для образцов
ила из Риги при градиентах напора меньше 20) наблю-
далось уменьшение коэффициента фильтрации во вре-
мени на 15—45%• Некоторые результаты опытов приве-
дены на рис. 1.21.
Были проведены, кроме того, исследования изменяе-
мости коэффициента фильтрации лёссовых грунтов из
районов Грозного, Запорожья, Белгорода, Душанбе во
времени. Во всех опытах при вертикальной фильтрации
через образцы лёссового грунта при градиентах напора
10 и выше наблюдалось значительное увеличение коэф-
фициентов фильтрации во времени, что может быть объ-
яснено развитием суффозионных процессов. В некото-
рых опытах (лёсс из Душанбе) при исследовании филь-
трации в течение 75 дней при градиенте напора 10 ве-
личина коэффициента фильтрации увеличилась в 3 раза.
Как показывают опыты, для лёссовых грунтов значе-
ние коэффициента фильтрации во времени практически
постоянно при градиентах напора 3 и меньше.
Исследования фильтрационных свойств морских илов
из района Мурманска, у которых были обнаружены вер-
тикальные макропоры (природная влажность этих грун-
тов на 4—6% выше влажности на пределе текучести),
показали, что при длительной фильтрации (опыты про-
водились в течение 140 суток) коэффициент фильтра-
ции в вертикальном направлении при неизменной пори-
стости остается постоянным.
При исследовании проницаемости засоленных илов
оз. Сиваш и г. Фао (Ирак), у которых количество солей
составляло до 12% веса скелета грунта, уменьшение ко-
эффициента фильтрации во времени при фильтрации
насыщенными растворами (близкими по составу к по-
76
Рис. 1.21. Изменение коэффициента фильтрации во времени
а —паста хвалынской глины (Волгоград); б — ил (Рига); в —лёсс (Оби*
Кинк); / — после обжатия давлением 0,5 кгс/см1-, 2—после обжатия давлени-
ем 1 кгс/см2
77
ровой жидкости) наблюдалось при градиентах напора,
меньших 8, а при градиентах напора, больших 30, на-
блюдалось увеличение коэффициента фильтрации во
времени.
Исследования слабых водонасыщенных глинистых
грунтов, содержащих более 10% органических веществ,
при градиентах напора меньших 10, показали уменьше-
ние коэффициента фильтрации во времени. В отдельных
опытах (заторфованный суглинок Новокузнецка с со-
держанием органических веществ до 14,6%) коэффици-
ент фильтрации за 90 суток уменьшился в 7 раз.
Таким образом, можно сделать вывод, что существу-
ющая методика определения фильтрации грунтов, по
которой величина коэффициента фильтрации определя-
ется в течение нескольких часов, часто дает искаженные
значения коэффициента фильтрации. Это особенно важ-
но для расчетов консолидации грунтов основания, так
как в эти расчеты входит значение коэффициента филь-
трации, которое существенно определяет время проте-
кания осадок фундаментов.
Очевидно, целесообразно ввести понятие «мгновен-
ный» и «длительный» коэффициенты фильтрации (наз-
вания приняты по аналогии со сцеплением глинистых
грунтов) при данном градиенте напора.
7. СТРУКТУРНЫЕ СВОЙСТВА грунтов
В 1963 г. при оценке сжимаемости грунтов нами было
предложено использовать характеристику сжимаемости
(или точнее несжимаемости) грунта — «структурную
прочность» сжатия. Под этой характеристикой понима-
ется максимальное давление, при котором грунт прак-
тически не сжимается (за исключением тех осадок штам-
па, которые могут быть вызваны неровностями на кон-
такте между штампом и поверхностью грунта).
Горизонтальные площадки на графиках, построен-
ных по результатам компрессионных опытов и данным
исследований слабых водонасыщенных глинистых грун-
тов штампами при приложении малых ступеней давле-
ния, были обнаружены многими исследователями
(Г. В. Сорокиной, М. Н. Гольдштейном, И. М. Горько-
вой, А. Вило, Г. Л. Коффом и другими). Однако эта ха-
рактеристика, получаемая на графиках и свидетельст-
вующая о несжимаемости грунта до определенного дав-
78
ления, не формулировалась как расчетная величина и не
была использована для расчетов консолидации глини-
стых грунтов.
Для определения величины структурной прочности
сжатия грунтов и выявления факторов, влияющих на
эту величину, в МИСИ им. В. В. Куйбышева при уча-
стии автора были проведены многочисленные исследо-
вания в лабораторных и полевых условиях.
Физико-химическая природа структурной прочности
глинистых грунтов может быть представлена в следую-
щем виде.
Частицы глинистого грунта соединены между собой
поверхностными молекулярными (ван-дер-ваальсовыми)
силами притяжения и цементационными связями.
Ван-дер-ваальсовы силы действуют через тонкие про-
слойки воды в местах сцепления частиц. В результате
действия этих сил на ранней стадии диагенеза образу-
ются губчатые структуры с определенной прочностью.
Прочность структур глинистых частиц со временем уве-
личивается под действием уплотнения, приводящего
к увеличению числа контактов частиц в единице объе-
ма, и зависит от формы частиц и строения кристалличе-
ских решеток глинистых минералов, входящих в состав
скелета грунта. Ребра и углы частиц обладают меньшей
гидрофильностью по сравнению с их гранями, в резуль-
тате чего толщина пленки связанной воды уменьшается
к углам и ребрам. То, что силы сцепления между части-
цами возрастают именно у ребер и углов коллоидных
частиц, т. е. в отдельных активных местах, убедительно
показали исследования, проведенные Н. Н. Серб-Серби-
ной с глинистыми суспензиями, содержащими натрие-
вые соли (соду или фосфаты натрия).
Опыты, проведенные Б. Ф. Рельтовым и его сотруд-
никами с глинистыми минералами (бентонитом) в стек-
лянных капиллярах, показали, что процесс структурооб-
разования зависит от продолжительности покоя струк-
тур и что прочность образовавшихся структур увеличи-
вается со временем.
Интересные опыты по «искусственному» приготовле-
нию илов провела Г. В. Сорокина. Образцы изготовля-
лись в лаборатории в течение продолжительного време-
ни (от двух месяцев до двух лет). В этих опытах уда-
лось получить образцы большой однородности, причем
высота образцов достигала 20 см. Ил формировали из
79
суспензии. Полученный осадок «заражали» свежим
илом. При этом на поверхность осадка вносили водо-
росли и другие растительные остатки. Структурную
связность искусственного ила определяли путем расплю-
щивания (сравнивая диаметры образцов перемятого
грунта и грунта с искусственной структурой).
Влияние времени на величину структурной прочно-
сти при сжатии было исследовано М. Н. Гольдштейном
[16, 17]. Пасты хвалынской глины, имеющие влажность
на пределе текучести, укладывали в кольца компресси-
онных приборов, помещали в закрытые сосуды и выдер-
живали длительное время, после чего проводили ком-
прессионные испытания. Оказалось, что после четырех-
месячного отдыха сжимаемость грунта резко уменьшалась
в диапазоне давлений до 0,25 кгс/см2. После отды-
ха в течение шести месяцев (с частичной усадкой) струк-
турная прочность сжатия составляла 0,5 кгс!см2. Таким
образом, со временем в пасте возникли связи тиксотроп-
ного характера, которые нарушались при деформациях
и снова восстанавливались после непродолжительного
времени.
Прочность коагуляционных структур, образованных
после выпадения частиц анизометрической формы, за-
висит от содержания электролитов в жидкой среде. На
это положение указывал П. А. Ребиндер, считавший, что
для повышения прочности свежеобразованных структур
необходимо, чтобы водная среда содержала определен-
ное количество электролитов, способствующих частич-
ной коагуляции и сцеплению частиц. "
По данным Розенквиста [61],для морской воды
(с высоким содержанием электролитов) характерно об-
разование рыхлых, губчатых малоустойчивых коагуля-
ционных структур типа карточного домика. Структура
в указанных условиях образуется по схеме «ребро в
грань».
В случае образования коагуляционных структур в
пресной воде анизометрические частицы занимают упо-
рядоченное положение, близкое к параллельному, при
этом создаются более плотные структуры. Определяется
это явление тем, что частицы, выпадая в пресной воде,
сильно гидролизуются. При соприкосновении выпавших
частиц возможно преобладание сил отталкивания, под
воздействием которых частички, скользя друг по другу,
занимают более плотное положение. Гольдшмидт и
80
Лэмб [62] объясняют различное строение структур не-
нарушенных морских и речных илов различными усло-
виями процесса накопления осадков в ранней стадии диа-
генеза. К аналогичным выводам пришли Бьеррум и Ро-
зенквист [61], подтвердившие косвенными опытами ука-
занное положение. Розенквист дал объяснение причин бы-
строго оплывания норвежских иллитовых глин, осно-
вываясь на выводах Гольдшмидта и Лэмба.
По мнению И. М. Горьковой и др. [18, 35, 36], струк-
турообразование в пресноводных современных отложени-
ях происходило при большой концентрации частиц с до-
бавкой электролитов и заключалось в застудневании всей
системы без разделения фаз. В этом случае осадки имели
рыхлую пространственную сетку. Частицы соприкасались
по углам и ребрам, т. е. по частично десольватированным
участкам, захватывая в поры свободную воду. Высоко-
дисперсные морские илы (древнечерноморские) имели
другую схему структурообразования.
Наибольшая устойчивость грунтовых агрегатов вы-
зывается образованием в пограничном слое студней, ко-
торые могут содействовать застудневанию всей системы,
вследствие взаимодействия лиофильных оболочек смеж-
ных частиц. Такие лиофильные мицеллы образуют объ-
емную структуру, превращаясь в структурированную
систему.
По мнению Н. Я. Денисова [22], кроме первичного
сцепления, определяемого молекулярными силами ван-
дер-ваальса, при исследовании структурных свойств
грунтов необходимо учитывать сцепление упрочнения,
т. е. сцепление между частицами глинистых пород на
стадии диагенеза, которое может возникнуть под влия-
нием химических, физико-химических и биохимических
процессов, ведущих к литификации (окаменению осад-
ков).
Сцепление упрочнения возникает в результате выпа-
дения из поровой воды различных химических веществ,
являющихся природным цементом, и их отложения па
контактах между частицами. Пленки цемента имеют ма-
лую толщину и практически не увеличивают плотности
осадков. Н. Я. Денисов и П. А. Ребиндер [22], исследуя
коллоидно-химическую природу структурных свойств
глинистых пород, пришли к выводу, что при взаимодей-
ствии воды с гидрофильными минеральными глинистыми
частицами на поверхности последних образуются пленки
81
не чистой воды, а коллоидного раствора, обычно имею-
щего свою структуру. Эти пленки сами способны к за-
студневанию, что и является причиной их клеящего или
связывающего действия.
Кроме связывающего действия на поверхности мине-
ральных частиц коллоидные пленки могут оказывать и
смазочное действие. Исследования сжимаемости порош-
ков из сухой глины показали, что их деформативность
резко возрастает при смачивании полярной жидко-
стью (например, водой) и почти не изменяется при
смачивании неполярной жидкостью (например, бензи-
ном).
Н. Н. Серб-Сербина и Н. А. Ребиндер, исследуя зако-
номерности структурообразования, установили влияние
катионов на структурообразование.
Влияние катионов поровых растворов на структурные
свойства исследовалось П. А. Ребиндером, Н. Н. Серб-
Сербиной, Е. И. Кобахидзе, М. Е. Шишкаишвили. Ана-
лизируя эти исследования, можно сделать вывод, что ка-
тионы во многом определяют деформационные и проч-
ностные свойства структур глинистых грунтов в природ-
ном залегании. Так, для сильносжимаемых глинистых
грунтов, содержащих кальций, характерно проявление
структурной прочности до определенных значений на-
грузки, при превышении которых резко наступает хруп-
кое нарушение структурных связей и проявляются зна-
чительные деформации грунта. Это можно объяснить
следующим образом. У кальциевых глин образуется уп-
лотненный мономолекулярный слой с достаточно жест-
кой структурой, обладающей определенной прочностью.
При повышении этой прочности происходит прорыв соль-
ватных оболочек по наиболее гидрофобным участкам.
Разрушение образовавшихся структур имеет хрупкий
характер.
Для сильносжимаемых водонасыщенных грунтов, со-
держащих натрий, характерны крайне слабые проявле-
ния структурных свойств. Это объясняется тем, что бла-
годаря катиону Na в водной среде происходит дисперги-
рование частиц, а вода способствует их скольжению
относительно друг друга.
Таким образом, структурные свойства глинистых
грунтов в природном залегании зависят от минералоги-
ческого состава грунта, содержания электролитов в вод-
ной среде, времени структурообразования, физико-хими-
82
ческих и биохимических процессов, определяющих проч-
ность цементационных связей, и других факторов.
Заслуживает внимания связь между физико-химичес-
кими свойствами слабых грунтов (в частности, структур-
ными свойствами) и их сжимаемостью и прочностью
Влияние структурных свойств глинистых грунтов на
их прочность и деформируемость исследовали многие
специалисты. Так, М. Н. Гольдштейн [17, 23], Н. Я- Де-
нисов [22], С. А. Роза [41] и Г. И. Тер-Степанян при ис-
следовании ленточных, иольдиевых и норвежских плы-
вунных глин, а также других сильносжимаемых мало-
прочных грунтов отмечали, что нарушение их «природ-
ной» структуры резко уменьшает прочностные характе-
ристики грунтов. Н. Н. Маслов в 1934 г., анализируя
методику компрессионного испытания грунтов [32], ука-
зывал на необходимость сохранения структуры грунтов
и считал, что одной из причин погрешности компресси-
онных испытаний является нарушение структуры грунта
при вырезании образца из монолита и его зачистке.
С. А. Роза [41, 42], изучая деформационные свойства
морских илов, естественная влажность которых выше
влажности на пределе текучести, обратил внимание на
высокую прочность их структурных связей. Некоторые
образцы илов имели незначительную сжимаемость (до
4 кгс/см2).
Высокая структурная прочность была обнаружена
также у водонасыщенных образцов с ненарушенной
структурой из черной юрской глины в районе Верхней
Волги и у северо-западных ленточных глин, имеющих
большую пористость. Образцы деформировались лишь
при нагрузках более 3 кгс/сж2, а отдельные образцы на-
чинали сжиматься при давлении 6 кгс!см2 [41].
С. А. Роза считает, что такая высокая структурная
прочность может быть обусловлена присутствием в пог-
лощенном комплексе катионов железа и алюминия.
Интересные исследования разрушения коагуляцион-
ных структур первичных каолинов под воздействием од-
ноосного и трехосного сжатия были проведены А. Я- Ту-
ровской [34]. До приложения нагрузки каолин не обна-
руживал ориентации частиц. Под воздействием нагруз-
ки частицы каолина занимали сначала перпендикуляр-
ное положение к направлению перемещения частиц, а с
появлением зоны сдвига поворачивались под углом 45°.
Следует отметить, что, по данным Лэмба, структура
6*
83
«карточный домик» под воздействием внешних сил пере-
ходит в более упорядоченную структуру с нормальным
расположением граней частиц по отношению к нормаль-
ным или касательным силам. Для плотных глин этот эф-
фект усиливается с увеличением влажности. Данные
Лэмба хорошо согласуются с результатами исследова-
ний А. Я. Туровской.
Изучая характер относительного расположения час-
тиц глинистых грунтов так называемого сложения «кар-
точный домик», М. Н. Гольдштейн [16] высказал пред-
положение, что при уплотнении нагрузками глинистый
грунт не сразу приобретает конечное плотное «пакетное»
сложение, а имеет промежуточное «пакетно-карточное»
сложение.
Для изучения механизма деформации глинистых кол-
лоидных структур под воздействием внешних сил Рель-
тов [40] провел наблюдение за изменением электропро-
водности призм, состоящих из смеси графита с транс-
форматорным маслом и перемятой нижнекембрийской
глиной, в процессе их скашивания. Графитовые частицы,
имеющие пластинчатую форму, образовали в трансфор-
маторном масле структуры типа «карточного домика».
Электропроводность смеси обусловливалась пробоем
тонких слоев масла в зазорах между частицами. В ре-
зультате многочисленных исследований удалось устано-
вить, что при приложении нормальных или сдвигающих
нагрузок к структурам типа «карточный домик» углы,
образуемые плоскими гранями контактирующих частиц,
изменяются. Среди различных видов деформаций встре-
тятся и такие, при которых острые углы между гранями
будут уменьшаться, а тупые увеличиваться. При мгно-
венном приложении нагрузок разной величины угловые
деформации могут происходить настолько быстро, что
в зонах соприкосновения гидратных слоев в углах кон-
тактирующих частиц жидкость не успевает вытесняться.
В этой области возникнут напряжения, которые разру-
шат сцепление в контактах между частицами и будут
стремиться оторвать их друг от друга. С увеличением
расстояния между частицами взаимное притяжение час-
тиц ослабевает и общая прочность системы уменьшается.
По-видимому, именно так происходит нарушение при-
родной структуры сильносжимаемых водонасыщенных
глинистых грунтов при приложении динамических на-
грузок.
84
Измерения сопротивления сдвигу образцов речного
ила (Архангельск и Рига), водонасыщенного лёсса (Оби-
Киик, Грозный) и озерного ила (Красноармейск), прове-
денные нами на срезном приборе конструкции Мас’
лова—Лурье и методом шариковой пробы Н. А. Цыто-
вича [53], также показали, что после нарушения при-
родного сложения грунта его прочность (сопротив-
ление сдвигу) значительно снижается. Аналогичные ре-
зультаты получены Г. И. Тер-Степаняном при исследо-
вании иольдовых глин, Л. Бьеррумом и И. Розенквистом
[61] при исследовании норвежских плывунных глин и др.
Исследования В. И. Савельева [43], проведенные на
морских илах из различных районов, на сжимаемость
показали, что с увеличением глубины залегания сжимае-
мость грунтов уменьшается. Образцы илов с глубины до
2,5 м значительно деформировались при нагрузках, боль-
ших 0,25 кгс!см2, тогда как илы с глубины 7,5 м и более
сжимались только при нагрузках более 2 кгс!см\ что
свидетельствует об их высокой структурной прочности.
В МИСИ им. В. В. Куйбышева при участии автора
были проведены исследования влияния нагружения на
величину структурной прочности сжатия грунта. В опы-
тах исследовались образцы органо-минерального ила
(Рига), речного ила (Кашира), водонасыщенного лёсса
(Грозный) и засоленного ила (оз. Сиваш). Из каждого
монолита были вырезаны три образца-близнеца.
Давление в трех компрессионных приборах конструк-
ции Гидропроекта (площадь 60 см2) прикладывали по
трем схемам ступеней. В первом приборе давление при-
кладывали ступенями по 0,025 кгс/см2, во втором — 0,050
и в третьем — 0,01 кгс/см2. В качестве критерия стабили-
зации была принята осадка, равная 0,005 мм!сутки. Ре-
зультаты этого исследования приведены в табл. 1.8.
Как видно из таблицы, величина ступеней давления
в компрессионных исследованиях не влияет на значение
структурной прочности сжатия слабых водонасыщенных
глинистых грунтов.
Для определения изменения структурной прочности
сжатия этих грунтов во времени были проведены следую-
щие опыты. Образцы-близнецы каждого грунта исследо-
вали в компрессионном приборе конструкции Гидропро-
екта для определения структурной прочности сжатия
(при этом лёссы предварительно замачивали без нагруз-
ки до достижения степени влажности образцов, большей
85
Таблица 1.8
Грунт Максимальное давление, при котором наблюдается сжатие образца (струк- турная прочность сжатия). при ступе- нях давления в кгс/см*
0,025 0,05 0.1
Ил органо-минеральный (Ри- га) . . . . 0,425 0,4 0,4
Ил речной (Кашира) 0,275 0,25 0,2
» засоленный (оз. Сиваш) 0,25 0,25 0,2
Лёсс (Грозный) 0,225 0,25 0,2
0,9). Один из образцов-близнецов испытывали по обыч-
ной методике, приведенной в п. 4, главы I, другой — пос-
ле определения на первом образце величины структур-
ной прочности сжатия — обжимали давлением, на 0,05
кгс/см2 меньшим, чем полученная для этого грунта струк-
турная прочность сжатия. Под этим давлением образец
грунта находился от 2 до 5,5 месяца. Затем к нему вновь
прикладывали давление ступенями по 0,05 кгс!см2 и оп-
ределяли структурную прочность сжатия. Результаты
опытов приведены в табл. 1.9. Такие опыты были проведе-
ны для всех исследуемых грунтов и показали, что вели-
чина структурной прочности сжатия устойчива во време-
ни. Интересно отметить, что структурная прочность сжа-
тия грунтов, у которых она определяется в основном
цементационными связями (лёсс, ил из района Мурман-
ска), остается постоянной, а в грунтах, у которых эта ха-
рактеристика существенно обусловлена водно-коллоид-
ными связями, со временем происходит даже некоторое
увеличение структурной прочности сжатия грунтов. Это
может быть объяснено некоторым упрочнением структу-
ры в системах «карточный домик».
Некоторые исследователи (Н. А. Красильников,
Я. Л. Коган и др.) отмечали в своих опытах, что величи-
на структурной прочности сжатия, определенная в ком-
прессионных испытаниях, значительно меньше по срав-
нению с этой же характеристикой, полученной при испы-
тании грунтов штампами. С целью выяснения этого воп-
роса мы провели сопоставительные опыты по определе-
нию характеристики «структурная прочность сжатия» в
86
Таблица 1.9
Грунт Струн- турная прочность сжатия до обжа- тия в кгс/см* Время 7 длитель- ного об- ’жатия в сутках Давление длитель- ного об- жатия В KZCjCM1 Структур- ная проч- ность сжатия после об- жатия в кгс/см?
Ил органо-минераль- ный (Рига) . 0,25 173 0,2 0,3
То же (Новокузнецк) 0,25 89 0,2 0,35
Ил морской (Мур- манск) 0,3 108 0,25 0,3
Ил озерный (Волго- град) . . . . 0,1 108 0,05 0,1
Ил речной (Архан- гельск) 0,3 108 0,25 0,4
Лёсс (Грозный) 0,4 86 0,35 0,4
» (Оби-Киик) 0,2 86 0,15 0,2
лабораторных и полевых условиях. Опыты проводились
на экспериментальных площадках оз. Сиваш, Мурман-
ска и Волгограда. Свойства исследуемых грунтов приве-
дены далее в табл. 1.10. На всех площадках использова-
лись опытные штампы площадью 10 тыс. см2, а на пло-
щадке оз. Сиваш — штампы различного размера и
формы (см. п. 4 этой главы).
Опыты показали, что в подавляющем большинстве
случаев при длительных испытаниях штампами струк-
турная прочность сжатия грунтов получается либо рав-
ной аналогичным результатам компрессионных испыта-
ний, либо большей. Интересно отметить, что при испы-
тании грунтов штампами малого диаметра во многих
опытах величина структурной прочности сжатия оказа-
лась равной нулю.
В. В. Рощин и Эль-Сир Мохамед Эль-Хасан [49]
предложили формулу для определения величины струк-
турной прочности сжатия по результатам испытаний сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтов на срезном
приборе или стабилометре в виде
2с cos ф
Рстр -- ~ ; •
1—Sin ф
87
co ____________________________________________________________________________________ Таблица 1.10
I № образца I Грунт Удель- ный вес в гс/см? Объем- ный вес в гс/см* Влаж- ность в % Пределы пластичности в % Степень влажности G Коэффи- циент пористо- сти е Количе- ство ор- ганиче- ских ве- ществ в % Начальное давление, необходимое для наруше- ния струк- туры, в кгс/см1
^т П7 Р
1 Ил речной (Архангельск) 2,68 1,55 72,® 75,6 39,2 1 1,98 5,6 0,2
2 То же 2,68 1,55 76,4 71 39,2 0,98 2,05 3,4 0,15
3 » 2,7 1,67 55,2 53,2 36,3 1 1,49 9,4 0,3
4 » 2,7 1,71 50,4 56,2 35 1 1,36 7 0,3
5 Ил органо-минеральный (Рига) 2,64 1,34 72,3 80,5 30,4 — 2,06 8 0,25
6 То же 2,7 1,78 40,6 37 21,2 — 1,21 2,6 0,4
7 » 2,57 1,5 69,8 77 30,5 1 1,97 2,2 0,1
8 » 2,57 1,49 62,3 79,3 34,2 0,98 2,02 5,2 0,2
9 » 2,32 1,24 158 180,2 81,2 — 3,88 12,8 0,15
10 Ил озерный (Волгоград) 2,68 1,73 49,2 47,1 25 0,97 1,4 8,7 0,1
11 То же 2,66 1,69 52,3 53,6 28,1 — 1,34 8,3 0,15
12 » 2,68 1,7 51,7 52,6 28,1 — 1,31 8,3 0,1
13 Лёсс (Грозный) - 2,7 1,42 7 7 22,3 18,1 0,2 1,06 0,25
14 То же 2,7 1,43 7*2 22,3 18,1 —- 1.01 0.4
15 2,7 1,4 7,9 22,3 18,1 — 1,08 — 0,4
16 Лёсс (Оби-Киик) 2,71 1,69 8,3 20,6 18,4 0,3 0,74 0,2
17 То же 2,71 1,68 7,8 20,6 18,4 — 0,76 0,2
18 Ил речной (Кашира) 2,6 1,6 56 52,4 29,2 1 1,45 4,8 0,35
19 » морской (Мурманск) 2,77 1,98 27,5 22,3 17,5 0,98 0,78 0,3
20 » озерный (оз. Сиваш) 2,64 1,68 39,3 35,6 18,7 0,96 1,4 0,2
21 » морской (г. Фао) 2,73 1,81 44,2 38,7 24,2 1 1,14 0,25
22 » речной (Тула) 2,7 1,79 28,6 32 19 0,94 0,78 1,4 0,2
Экспериментальная проверка этой формулы показа-
ла, что величина структурной прочности сжатия, опреде-
ленная расчетом и в экспериментах, для грунтов с малым
углом внутреннего трения получается очень близкой.
Для грунтов, у которых угол внутреннего трения больше
10°, величина структурной прочности сжатия, определен-
ная по формуле, на 20—40% больше, чем по результа-
там компрессионных опытов, и на 5—15% больше, чем
по результатам испытаний грунтов штампами площадью
10 тыс. см2 (табл. 1.11).
Таблица 1.11
Ил X арактери- стнка проч- ности Структурная прочность сжатия грунтов в кгс/см*. определенная
<Р° с, кгс/см* по форму- ле по ком- пресси- онным опытам по по- левым опытам
Речной (Архангельск) 12 0,25 0,62 0,3 —
Речной (Кашира) . . 9 0,12 0,28 0,3 —
Морской (Мурманск) 8 0,2 0,46 0,3 0,4
Озерный (оз. Сиваш) 6 0,22 0,49 0,2 0,3
Морской (г. Фао, Ирак) 4 0,15 0,32 0,25 —
Структурная прочность сжатия грунтов постоянна
при статическом приложении нагрузки. Однако при ди-
намических воздействиях структурная прочность сжатия,
как это отмечал Б. Ф. Рельтов, резко уменьшается. На-
ми были выполнены опыты на образцах-близнецах ила
из районов Риги (см. табл. 1.10) и Архангельска. После
десяти ударов*гири весом 100 г, подвешенной на веревке
длиной 35 см, структурная прочность сжатия падала до
0,1 кгс/см2, хотя при статическом нагружении она была
равна 0,25 кгс/см2.
Структурная прочность сжатия речного ила из райо-
на Архангельска (№ 3, табл. 1.10) после десяти ударов
гири уменьшилась с 0,3 до 0,05 кгс/см2.
Структурная прочность сжатия образца водонасы-
щенного лёсса из района Грозного (№ 14, табл. 1.10) пос-
ле десяти ударов составляла 0,1 кгс/см2 вместо
0,4 кгс/см2 при статической нагрузке.
89
Другой образец-близнец водонасыщенного лёсса из
района Грозного (№ 14, табл. 1.10) испытывали по сле-
дующей схеме. После приложения нагрузки 0,1 кгс/см2
производились удары гирькой до тех пор, пока не начи-
налась деформация образца грунта в результате раз-
рушения его структуры. Для одного образца данного
грунта потребовалось 16 ударов, а для другого—24.
Аналогичные опыты были проведены с образцами
речного ила из Архангельска (№ 3, табл. 1.10). Опыты
показали, что для нарушения структуры образцов-близ-
нецов потребовалось соответственно 6; 8 и 12 ударов.
Несмотря на условность поставленных эксперимен-
тов и их малочисленность, они со всей очевидностью по-
казали, что динамическое воздействие на сильносжимае-
мые грунты в условиях их напряженного состояния при-
водит к резкому понижению структурной прочности сжа-
тия грунтов.
Для изучения изменяемости порового давления в грун-
тах природной структуры в лаборатории МИСИ были
проведены компрессионные испытания сильносжимаемых
водонасыщенных глинистых грунтов, обладающих струк-
турной прочностью сжатия: лёсса из района Грозного
(№ 14, табл. 1.10) и ила органо-минерального из Риги.
С помощью компрессионных приборов в опытах исследо-
валось изменение порового давления в процессе консо-
лидации.
В качестве приемника порового давления в образце
грунта использовались две большие медицинские иглы,
пропущенные через отверстия верхнего штампа компрес-
сионного прибора. Чтобы уменьшить трение между
штампом и иглой, последнюю смазывали тавотом. Спе-
циальное устройство обеспечивало независимость пере-
движения верхнего штампа относительно иглы. Меди-
цинская игла присоединялась к капиллярной трубке
с пузырьком защемленного воздуха, один из концов ко-
торой был запаян. Величину порового давления опреде-
ляли по изменению объема воздушного пузырька (по
закону Бойля—Мариотта).
• Другая игла тонкой медной трубкой диаметром
1,5 мм была соединена с прибором (порового давления)
системы Ничипоровича — Мигина. В некоторых опытах
поровое давление измеряли тензометрическими датчи-
ками.
Компрессионные испытания проводились по следую-
90
щей схеме. Уплотняющую нагрузку к образцам прикла-
дывали ступенями по 0,05 кгс/см2. На каждой ступени
измеряли деформацию образца и определяли поровое
давление.
Проведенные на пяти образцах исследования показа-
ли, что до нарушения структуры, т. е. до тех пор, пока
вертикальное давление меньше структурной прочности
сжатия, поровое давление равно нулю. Максимальная
величина порового давления (которое возникало после
резкого нарушения структуры грунта) составляла всего
0,2—0,3 величины приложенной нагрузки, что не согла-
суется с теорией фильтрационной консолидации. Следует
отметить, что для лёссовых грунтов, обладающих боль-
шим коэффициентом фильтрации, чем илы, величина по-
рового давления была несколько выше.
Причины расхождения наблюдаемого порового дав-
ления с его величиной, определенной по теории фильтра-
ционной консолидации, могут быть объяснены тем, что
образцы имели небольшую высоту (2 см) и консолида-
ция происходила уже в процессе уплотнения в очень ко-
роткие сроки. Кроме того, согласно работам Я. Л. Кога-
на [26], используемые для измерения медицинские иглы
являются плохими приемниками порового давления. Это
объясняется тем, что игла соприкасается с очень малой
поверхностью грунта и давление не всегда передается
в капиллярную трубку. При этом, по наружной по-
верхности иглы возможна фильтрация воды из области
определения порового давления, что неизбежно снижает
величину измеренного прибором порового давления.
Лабораторные исследования структурной прочности
сжатия грунтов позволяют сделать следующие выводы.
1. Большинство сильносжимаемых водонасыщенных
глинистых грунтов характеризуется структурной проч-
ностью сжатия.
2. Структурная прочность сжатия грунтов является
определенной устойчивой величиной, не зависящей от
ступени приложенной статической нагрузки.
3. Динамические нагрузки резко снижают величину
структурной прочности сжатия сильносжимаемых грун-
тов. В ряде случаев структурная прочность сжатия пол-
ностью исчезает.
4. При уплотнении сильносжимаемых водонасыщен-
ных глинистых грунтов давлением, по величине меньшим
структурной прочности сжатия этих грунтов, поровое
91
давление равно нулю, и вся нагрузка воспринимается
скелетом грунта. При давлениях, больших структурной
прочности сжатия, поровое давление принимает значе-
ния меньшие, чем по теории фильтрационной консолида-
ции. Разница между теоретическими и наблюдаемыми
значениями порового давления равна величине струк-
турной прочности грунтов или немного больше ее.
Опыты также показали, что при статическом прило-
жении нагрузки к грунту до тех пор, пока давление не
превысит структурной прочности сжатия грунта, послед-
ний практически не деформируется, поровое давление
равно нулю (или начальному природному поровому дав-
лению), и все давление, переданное на грунт, восприни-
мается его скелетом (эффективное напряжение). После
«нарушения» структуры грунтов, т. е. когда давление
превысит величину структурной прочности сжатия, воз-
никает определенное поровое давление. Возникшее во
всех опытах поровое давление в образцах водонасыщен-
ных глинистых грунтов с ненарушенной структурой было
меньшим, чем величина приложенного к грунту внешне-
го нормального давления. Разница между измеренным
поровым давлением и величиной приложенного внешнего
давления была равна или меньше величины структурной
прочности сжатия грунта.
При расчетах уплотнения сильносжимаемых водона-
сыщенных глинистых грунтов, обладающих структурной
прочностью сжатия, по теории фильтрационной консоли-
дации принимаем, что в начальный момент времени
(/=0) часть внешней нагрузки сразу же воспринимает-
ся скелетом грунта (эффективные напряжения). Поро-
вое давление в начальный момент уплотнения (/=0)
при воздействии нагрузки q будет равно
u = q — Рстр,
где и — поровое давление в начальный момент консоли-
дации в кгс{см2\
Рстр — структурная прочность сжатия данного грунта
в кгс!см2.
При высоких значениях величины структурной проч-
ности сжатия и небольших внешних нагрузках эта по-
правка иногда составляет 30—60% принятых по тео-
рии фильтрационной консолидации значений порового
дйвЛенйя й значительно лучше согласуется е данными
Натурных наблюдений.
92
Приведенные выше результаты исследований убеди-
тельно показывают, что структурные свойства сущест-
венно определяют прочностные и деформативные харак-
теристики сильносжимаемых водонасыщенных глини-
стых грунтов, в силу чего их необходимо учитывать при
расчетах консолидации грунтов основания.
Однако в механике грунтов этому вопросу уделялось
мало внимания. Исключение составляют работы
В. А. Флорина [52], в которых впервые не только была
рассмотрена качественная сторона этого явления, но
и сделана попытка учесть структурность грунтов при
расчете консолидации.
В. А. Флорин предложил метод расчета уплотнения
глинистых грунтов с учетом структурной прочности, ос-
новываясь на следующих допущениях: I) структура
грунта резко (мгновенно) разрушается, когда сжимаю-
щие напряжения достигают определенной величины;
2) в момент разрушения структуры происходит мгновен-
ное изменение коэффициентов уплотнения и фильтра-
ции; 3) до разрушения структуры грунта он имеет опре-
деленный коэффициент уплотнения, больший нуля.
В случае приложения нагрузки, большей минималь-
ной нагрузки, при которой происходит потеря структур-
ной прочности, в грунте постепенно, по слоям (в зависи-
мости от их удаления от дренажной поверхности) про-
исходит резкое разрушение структуры. Таким образом,
когда в процессе консолидации в нижних слоях эффек-
тивные напряжения превысят структурную прочность,
закончится разрушение структуры во всех слоях грунтов.
Следует отметить, что предложенный учет структур-
ной прочности грунтов очень условен. Наиболее удовлет-
ворительные результаты получаются при применении
предложенного расчета для слоя водонасыщенных лёс-
совидных макропористых грунтов толщиной до 6—7 м.
Компрессионные испытания сильносжимаемых грун-
тов многих видов (см. табл. 1.11) убедительно показыва-
ют, что для большинства из них до момента нарушения
структуры коэффициент сжимаемости практически ра-
вен нулю, и применять метод расчета, предложенный
В. А. Флориным, для всех слабых грунтов нельзя.
Для решения задач консолидации слабоструктурных
(по Н. А. Цытовичу) водонасыщенных глинистых грун-
тов с учетом их структурных свойств требуется разра-
ботка новой методики расчета.
Глава II
РАСЧЕТ ФУНДАМЕНТОВ СООРУЖЕНИИ
ИА СЛАБЫХ ВОДОНАСЫЩЕННЫХ ГЛИНИСТЫХ
ГРУНТАХ
1. О РАСЧЕТЕ ФУНДАМЕНТОВ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ
состояниям
В настоящее время в СССР фундаменты рассчиты-
вают по двум предельным состояниям — по деформаци-
ям и устойчивости. К размерам и заложению фундамен-
тов сооружений предъявляются такие требования, что-
бы, воспринимая нагрузки от данного сооружения, фун-
даменты не теряли устойчивости, а их осадки были
меньше, чем допускаемые для данного сооружения при
его эксплуатации. Однако, как показала практика, недо-
статочно знать только величину осадки фундаментов со-
оружений, необходимо знать также, как эта осадка про-
текает во времени. При длительной осадке, как известно
из предыдущего, успевают проявиться пластические де-
формации материала конструкций сооружений (напри-
мер, кирпичное здание часто имеет прогиб в кладке),
а при «быстрых» осадках возникают трещины. Именно
поэтому при проектировании фундаментов необходимо
знать, как будет затухать осадка фундаментов во вре-
мени.
Современное проектирование оснований и фундамен-
тов предусматривает совместную работу сооружений
и оснований. К сожалению, для решения этого вопроса
мало что сделано—грунты часто исследуют вне зависи-
мости от возводимых сооружений, а конструкции соору-
жений проектируют без учета свойств грунтов основа-
ния. В некоторых работах (Б. И. Далматов [20],
П. П. Щагин, Д. Н. Соболев и др.) делается попытка
расчета сооружений с учетом каких-то выборочных
свойств грунтов основания (наиболее часто с учетом ко-
эффициента постели). Однако и эти методы следует
признать пока очень условными.
‘ Устойчивость фундаментов обычно определяют по
формулам В. Г. Березанцева и В. В' Соколовского. По
94
этим формулам исходя из прочностных характеристик
грунтов основания рассчитывают максимальную вели-
чину давления, при котором основание теряет устойчи-
вость. Подобные методы могут быть использованы при
расчетах устойчивости оснований в процессе консолида-
ции грунтов, если известна изменяемость параметров
прочности грунтов (угла внутреннего трения и сцепле-
ния) во времени в процессе консолидации. Для прибли-
женных расчетов могут использоваться и другие методы
расчета устойчивости основания (например, сдвиг по
кругло-цилиндрическим поверхностям).
Очень сложной проблемой является определение оса-
док фундаментов, расположенных на слабых водонасы-
щенных глинистых грунтах. Наибольшее признание по-
лучили расчеты осадок по методам суммирования, экви-
валентного слоя (метод Н. А. Цытовича), методам
К. Е. Егорова и Б. И. Далматова. Однако перечислен-
ные методы применяются для расчета осадок сооружений
без учета специфики сжимаемости слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтов основания. Между тем, наблюде-
ния за различными сооружениями, построенными в Мо-
скве, Ленинграде, Архангельске, Риге, Кемерове, Талли-
не и других городах, показывают, что в большинстве
случаев осадки фундаментов сооружений отличаются qt
расчетных значений. Причина расхождения кроется, , ве-
роятно, в том, что в существующих методах расчета оса-
док не учитывается ни структурная прочность сжатия
грунтов, ни переменность значений модуля общей дефор-
мации грунтов оснований в зависимости от их напря-
женного состояния, ни влияние начального градиента
напора на процессы уплотнения грунтов.
Рассмотрим сущность расчета осадок фундаментов
по методу суммирования.
Расчет осадок фундаментов методом суммирования
заключается в следующем. По теории упругости (теории
линейно-деформируемых тел) определяют распределение
вертикальных напряжений под центром жесткого фунда-
мента по глубине z. Изменение вертикального давления
по глубине устанавливается из предположения, что под
подошвой фундамента действует «дополнительное» дав-
ление, равное фактическому давлению под подошвой
фундамента, уменьшенному на величину природного
давления (одоп=а—Т^). Глубина сжимаемой зоны опре-
деляется из предположения, что так называемое допол-
95
нительное давление уменьшается с глубиной и начиная
с величины, меньшей 20% природного давления, уже не
вызывает сжатия лежащих ниже грунтов. Расчет осадок
по методу суммирования с использованием решений
теорий упругости допустим при давлении под фундамен-
том, меньшим условной величины «нормативного давле-
ния» RH, при котором под краями фундаментов возника-
ют зоны «пластических» деформаций, распространяю-
щихся на глубину, равную 0,25 ширины фундамента.
Такие основные положения метода суммирования вы-
зывают ряд возражений при расчете осадок фундамен-
тов на слабых водонасыщенных глинистых грунтах.
Во-первых, согласно этому методу распределение вер-
тикальных напряжений по глубине не зависит от дефор-
мативных свойств грунтов основания и одинаково для
илов и полускальных грунтов. Так, опыты В. Н. Голуб-
кова, В. Б. Швеца, М. Г. Ефремова, П. А. Коновалова,
В. В. Михеева, А. Аликониса и др. показали, что верти-
кальные напряжения в малосжимаемых грунтах рас-
пространяются в натуре на меньшую глубину, чем при
расчетах по теории линейно-деформируемых тел. Между
тем, опыты, проведенные автором совместно с Н. С. Ря-
зановым [5], а также опыты Г. К. Кравцова, Г. Л. Коф-
фа и др. (более подробно см. п. 4 данной главы) проде-
монстрировали, что у слабых водонасыщенных глини-
стых грунтов вертикальные напряжения под центром
Жестких штампов и фундаментов распространяются на
большую глубину, чем при расчетах по теории упру-
гости.
Во-вторых, не всегда правильно принимать, что сла-
бые водонасыщенные глинистые грунты под подошвой
фундамента сжимаются только под действием «дополни-
тельного давления». Это определяется тем, что некото-
рые виды подобных грунтов (характеризующихся явле-
нием начального градиента напора при фильтрации) не
испытывают полного сжатия под действием природного
давления, так как вода, заполняющая поры, не может
при данных напорах (поровых давлениях) переместиться
до дренажной поверхности. Поэтому в грунтах природ-
ного залегания, у которых не окончился процесс литифи-
кации, поровое давление (особенно для слоев, располо-
женных на большой глубине) может оказаться не рав-
ным нулю, и величина природного давления в этом
случае должна определяться величиной фактических
96
эффективных напряжений, действующих на данной глу-
бине в данное время.
В-третьих, глубина сжимаемой зоны под фундамен-
том на слабых водонасыщенных глинистых грунтах бу-
дет большей (при прочих равных условиях), чем на
малосжимаемых. Это определяется тем, что при верти-
кальных напряжениях, равных 20% природного давле-
ния, малосжимаемые грунты практически не будут сжи-
маться, а сильносжимаемые грунты могут существенно
деформироваться. Именно поэтому более правильно
в качестве нижней границы сжимаемой толщи прини-
мать такую глубину под подошвой фундамента, на ко-
торой давление от фундамента равно структурной проч-
ности сжатия грунта на этой глубине.
В-четвертых, применение теории упругости в расче-
тах ограничивается «нормативным давлением», при ко-
тором под краями фундамента возникают зоны пласти-
ческих деформаций. Эта формула для расчета норматив-
ного давления получена путем модификации формулы
Н. П. Пузыревского и имеет серьезные недостатки. Как
формула, так и само явление развития пластических зон
под краями фундаментов на слабых водонасыщенных
глинистых грунтах экспериментально не проверены,
а результаты расчетов, проведенных по этой формуле,
существенно отличаются от практических данных.
В связи с этим Н. А. Цытович предложил в 1967 г.
метод расчета осадок фундаментов по эквивалентному
слою с учетом структурной прочности сжатия и началь-
ного градиента напора [55].
Необходимость учета начального градиента напора
при расчете осадок фундаментов на водонасыщенных
глинистых грунтах определяется следующим. Водонасы-
щенный грунт будет сжиматься только в том случае, ес-
ли из него под действием напора будет отжиматься вода,
полностью заполняющая поры (при допущении несжи-
маемости поровой воды).
Градиент напора определяется отношением напора
•в данной точке грунтового массива, вызванного внешней
нагрузкой, к длине пути фильтрации (до дренажа). На-
пряжения, обусловленные внешней нагрузкой фундамен-
та, уменьшаются с глубиной (эпюра о2). При опреде-
ленной величине нагрузки начиная с некоторой глубины
сжимаемой зоны основания фильтрация поровой воды
прекращается, т. е. порового давления в этих слоях не-
7—1
97
достаточно, чтобы создать градиент напора, превышаю-
щий величину начального градиента напора для грунтов
этого слоя основания.
Данное явление приводит к тому, что в некоторых
глинистых грунтах основания, находящихся в природном
залегании, поровое давление не уменьшается со време-
нем по законам фильтрационной консолидации, а дей-
ствует в грунтах в течение
давление названо нами «ос-
таточным поровым давлени-
ем».
Остаточное поровое дав-
ление наблюдалось в ряде
лабораторных и натурных
опытов. Так, при строитель-
длительного срока. Такое
Рис. 11.2. Схема для расчета
осадок по методу эквивалент-
ного слоя с учетом структурной
прочности сжатия и начального
градиента напора грунтов ос-
нования
Рис. 11.1. Графики изменения
осадки земляной плотины и по-
рового давления в середине
слоя ила во времени
1 — поровое .давление: 2 — осадка
стве Каховской земляной плотины на пятиметровом слое
лиманного ила (е=1,87; №=82%; №т=80%) в толще
илов были установлены пьезодинамометры, измеряющие
поровое давление как в период строительства, так и пос-
ле его окончания (рис. II.1). Строительство земляной
плотины было закончено в 1957 г., а осадка ее по данным
геодезических наблюдений прекратилась (стабилизиро-
валась) в 1960 г. Однако до настоящего времени вели-
чина остаточного порового давления достигает 0,3—
0,5 кгс/см1 2 и не изменяется в течение последних лет.
Остаточное поровое давление может возникнуть под
действием собственного веса залегающих выше грунтов.
Например, в городе Волжском толщина слоя илов со-
98
ставляла около 10 м. Сверху илы были пригружены
слоем водонасыщенного песка толщиной 6 м и насыпны-
ми грунтами. Измерения, проведенные в середине слоя
илов, показали, что природное поровое давление состав-
ляет 0,3—0,65 кгс!см2. Аналогичные данные были нами
получены при исследовании восьмиметрового слоя реч-
ных илов Архангельска. Природное поровое давление
в их толще было равно 0,3—0,4 кгс)см2. Исследования
толщи засоленных илов оз. Сиваш показали, что на глу-
бине 3,5—4,5 м от поверхности природное поровое давле-
ние равно 0,1—0,15 кгс/см2.
Таким образом, можно сделать вывод, что при нагру-
жении водонасыщенного глинистого грунта в основании
фундамента грунт сжимается только в такой зоне (на
такую глубину), где градиент напора, возникающий
в поровой воде от давления фундамента, больше, чем
начальный градиент напора.
Сущность расчета осадок по методу эквивалентного
слоя грунта с учетом начального градиента напора
и структурной прочности сжатия заключается в следу-
ющем.
В зависимости от формы фундамента и коэффициен-
та бокового расширения грунта определяют величину
эквивалентного слоя. Под центром фундамента строят
треугольную эпюру, высота которой равна удвоенной
толщине эквивалентного слоя. На этой эпюре от оси z
по горизонтали откладывают величину структурной
прочности сжатия грунта. Если последняя постоянна
в пределах двойной высоты эквивалентного слоя, то ли-
нию эпюры проводят параллельно оси z. Если двойная
высота эквивалентного слоя охватывает несколько слоев
глинистых грунтов с различной величиной структурной
прочности сжатия, то для каждого слоя по горизонтали
откладывают присущую ему величину структурной проч-
ности сжатия.
Начальный градиент напора учитывают следующим
образом. От точки пересечения линии эпюры структур-
ной прочности сжатия с поверхностью проводят наклон»
ную линию под углом а, тангенс которого равен началь-
ному градиенту напора (рис. II.2).
Осадку определяют по формуле
S = (<?—рстр) (1-----\ 2aji„
7*
99
где q — среднее давление под подошвой фундамента
в кгс/см2-,
РстР—структурная прочность сжатия грунтов основа-
ния в кгс/см2\
hs—толщина эквивалентного слоя в см\
i0— начальный градиент напора;
а0— коэффициент относительной сжимаемости
в см21кгс\
ув — удельный вес воды в кгс/см3.
Наблюдения за осадками сооружений, построенных
на слабых водонасыщенных глинистых грунтах, и сопо-
ставление их с осадками, рассчитанными по формуле
(II.1), показали, что для подавляющего большинства
сооружений расчетные и опытные значения осадок сов-
Рис. 11.3. Расчетная схема для оп-
падают.
Измерение распреде-
ления вертикальных на-
пряжений в основании
жестких штампов на оз.
Сиваш (см. п. 4 данной
главы) показало, что вер-
тикальные напряжения
распределяются на глуби-
ну, большую, чем рассчи-
танная по существующим
методам теории упругос-
ти. Иными словами, пло-
щадь эпюры напряжений
в действительности боль-
ределения осадки с учетом природ-
ного порового давления
1 — эпюра осадочных давлений; 2— эпю-
ра природного давления; 3— эпюра при-
родного давления за вычетом порового
давления
ше, чем по методу послой-
ного суммирования. Это
может быть вызвано не-
доучетом свойств грунтов,
складывающих основание.
Для уточнения расчета
автор рекомендует видоизмененную методику расчета
осадок фундаментов на слабых водонасыщенных глинис-
тых грунтах в зависимости от свойств последних.
Так, если слабые глинистые грунты основания имеют
структурную прочность сжатия менее 0,1 кгс!см2, а при
фильтрации через них воды наблюдается явление на-
чального градиента напора, осадку следует рассчиты-
вать по следующей методике (рис. П.З).
При заложении фундаментов на глубину до 2 м оса-
юо
дочное давление следует принять равным фактическому
давлению (без уменьшения на величину давления при-
родного) .
При заложении фундаментов на глубину больше 2 м
осадочное давление о следует принять равным
о = о —о 4- р
ОС Z пр 1 ^Ш,ОСТ2»
где ог и олр—напряжение и природное давление под
фундаментом на глубине г;
Pw.ocr — остаточное поровое давление для данно-
го слоя на глубине г.
Величину остаточного порового давления, которое
иногда называют «природным поровым давлением», оп-
ределяют непосредственным измерением датчиками,
установленными в основании на различной глубине или
приближенно путем аналитического расчета по формуле
^.ост2 =
где /Иф—коэффициент неоднородности грунта (условно
тф=0,4).
Глубина сжимаемой (активной) зоны определяется
толщиной елоя, где напоры, возникающие в поровой во-
де от воздействия нагрузки на фундамент, меньше на-
чального градиента напора на данной глубине слоя.
Можно принять, что распределение вертикальных
напряжений под центром фундамента подчиняется за-
конам линейно-деформируемых тел. Однако не следует
использовать величину «нормативного давления», полу-
ченную из модифицированной формулы Пузыревского,
в качестве критерия этого максимального давления под
фундаментом данного размера и формы, до которого
можно применять расчеты по теории линейно-деформи-
руемых тел. Вероятно, более оправданно считать, что
теория линейно-деформируемых тел применима для оп-
ределения изменения вертикальных напряжений по глу-
бине лишь до такого давления, при котором осадка
опытных штампов резко возрастает. Для сильносжима-
емых водонасыщенных глинистых грунтов за него можно
принять давление, при котором осадка штампа за оче-
редную ступень нагружения в 3 раза превысит осадку
за предшествующую ей равную ступень приращения
давления (при осадке штампа больше 40 мм). Кроме
того, максимальное давление может быть определено
101
при осадке от очередной ступени давления, если эта
осадка в 2 раза превышает осадку от такой же пред-
шествующей ступени давления и не затухает в течение
трех суток.
Эпюра осадочного давления, вызывающего осадку
сооружения, представляет собой разность между эпюрой
распределения вертикальных напряжений по глубине
под центром фундамента и эпюрой остаточного порового
давления. Если окажется, что величина остаточного по-
рового давления очень мала, то за нижнюю границу
сжимаемой зоны следует принять глубину, на которой
осадочное давление равно 0,1 кгс/см2.
Для определения осадок значение модуля деформи-
руемости грунтов следует принимать по результатам их
испытания в стабилометре при искусственном создании'
в образце такого порового давления, которое равно оста-
точному поровому давлению на данной глубине залега-
ния. Значения модуля общей деформации должны опре-
деляться с учетом фактического изменения напряженно-
го состояния грунта под действием нагрузки на данный
фундамент на исследуемой глубине.
Если слабые водонасыщенные глинистые грунты ха-
рактеризуются структурной прочностью сжатия, боль-
шей 0,1 кгс!см2, а нагрузка к фундаментам прикладыва-
ется медленно (без ударов), то осадки рекомендуется
рассчитывать по следующей методике.
Под центром фундамента строят эпюру распределе-
ния вертикальных напряжений по глубине. При этом
величину давления на любой глубине под фундаментом
не уменьшают на присущую этому слою величину при-
родного давления. Затем строят эпюру изменения струк-
турной прочности сжатия по глубине слоя в основании
фундамента. Грунт будет сжиматься только в той зоне,
где напоры в поровой воде превышают начальный гра-
диент напора грунтов. Из п. 6 главы I видно, что вели-
чина порового давления может быть принята равной
разности между действующим давлением и структурной
прочностью сжатия. Поэтому от точки пересечения ли-
нии эпюры структурной прочности сжатия грунта и по-
верхности основания (дренажного слоя) под углом а,
тангенс которого равен начальному градиенту напора,
проводят наклонную линию. Та часть эпюры давления,
Которая остается между наклонной линией и огибающей
эпюры вертикальных давлений по глубине, определяет.
102
величины осадок фундамента за счет сжимаемости дан-
ного слоя (рис. II.4).
Если в пределах сжимаемой зоны или ниже ее (на
расстоянии 1 м) залегает дренирующий слой (например,
слой песка), то прямые, наклонные к горизонту под
углами и а2, тангенсы которых равны начальным -гра-
диентам напора, прово-
дят в нижней и верх-
ней частях эпюр.
Данный прием, поз-
воляющий учесть влия-
ние структурной проч-
ности сжатия и на-
чального градиента на-
пора на осадки, может
быть использован при
расчете осадок на во-
донасыщенных гли-
нистых грунтах по ме-
тодам К. Е. Егорова и
Б. И. Далматова.
При расчете осадок
сооружений, ширина
которых равна или
меньше толщи слабых
водонасыщенных гли-
нистых грунтов, чаще
Рис. 11.4. Схема для расчета осадок
фундаментов с учетом структурной
прочности сжатия и начального гра-
диента напора
всего используют реше-
ния одномерной зада-
чи уплотнения или мо-
дели с коэффициентами
постели (более подроб-
но см. п. 2 этой главы). В этом случае принимают, что
напряжения остаются постоянными по глубине. Для рас-
чета осадок от оси z откладывают напряжение, равное
фактическому давлению под подошвой фундамента или
сооружения. От этой же оси и в ту же сторону отклады-
вают величины структурной прочности сжатия грунта на
разной глубине. Если для рассчитываемых грунтов ха-
рактерно явление начального градиента напора, то от
линии пересечения эпюры структурной прочности сжатия
и дренажных поверхностей под углом к горизонту, тан-
генс которого равен начальному градиенту напора, про-
водят прямые. Те части эпюры, которые отсекаются эти-
103
ми прямыми, и определяют осадку данного фундамен-
та или сооружения. Если дренирующий слой находится
в середине сжимаемой толщи, то наклонные проводят от
точек пересечения эпюры структурной прочности сжатия
с горизонтальными границами дренирующего слоя
(рис. II.5).
В этом случае осадку оп-
ределяют по формуле
Рис. 11.5. Схема для расчета осадок сооружений, имеющих большую
площадь в плане, с учетом структурной прочности сжатия и началь-
ного градиента напора
а — при однородной толще слабых грунтов; б — при наличии песчаного слоя
в середине уплотняемого участка
с —/т Рстр)2
3 — Uq-----;------.
10 Тв
Если дренажный слой находится в середине сжимае-
мого слоя, осадку определяют по формуле
S = 2а<(д,~Рст|>)г.
<оТв
В этих формулах (о — рстр) —напряжения, которые
вызывают сжатие грунта в результате отжатия воды из
водонасыщенных глинистых грунтов.
Приведенные здесь формулы для расчета осадок
с учетом структурной прочности сжатия и начального
градиента напора полностью справедливы для грунтов,
у которых сжатие определяется процессами фильтраци-
онной консолидации, а процессы вторичной консолида-
104
ции играют небольшую роль (например, у илов оз. Си-
ваш осадка, обусловленная фильтрационной консолида-
цией, составляет 95% общей величины осадки). Чтобы
это выяснить, необходимо провести исследование образ-
ца грунта на сжатие с измерением порового давления.
Условно считается, что осадка, которая произошла после
полного падения порового давления, определяется про-
цессами вторичной консолидации (ползучести). Наши
опыты, проведенные на илах из районов Архангельска,
г. Фао (Ирак), Каширы и Мурманска, показали, что для
илов Архангельска и Каширы «осадка ползучести» со-
ставляет 10—15% общей осадки, г. Фао—15—20 и для
илов Мурманска — до 37%. Все опыты проводились в те-
чение трех — пяти месяцев до полной стабилизации осад-
ки, при давлениях 1,5—2,5 кгс)см2.
2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА КОНСТРУКЦИЙ ФУНДАМЕНТОВ
И ФУНДАМЕНТНЫХ ПЛИТ НА СЛАБЫХ
ВОДОНАСЫЩЕННЫХ ГЛИНИСТЫХ ГРУНТАХ
Расчет (конструкций) фундаментов существенно за-
висит от распределения контактных напряжений по по-
дошве и от модели основания, которая используется
в данном инженерном расчете.
В настоящее время существуют весьма противоречи-
вые точки зрения на расчетную модель основания, сло-
женного слабыми водонасыщенными глинистыми грун-
тами. В лаборатории МИСИ им. В. В. Куйбышева иссле-
довалась работа фундаментов на илах оз. Сиваш и
речных илах Каширы. Нами были рассмотрены расчет-
ные параметры для трех моделей основания: Винклера,
с двумя упругими характеристиками и упругого полу-
пространства. Параметры всех моделей оснований опре-
делялись полевыми исследованиями.
Обычно эти параметры определяются на основании
данных экспериментального загружения основания жест-
кими штампами. При этом предполагается, что давле-
ние, передаваемое штампом на основание, равномерно
распределено по подошве штампа. В действительности
же, как об этом упоминалось, в основании у краев
штампа возникают концентрации напряжения, что при-
водит к появлению зон пластических деформаций грунта
под краями штампа. В средней же части штампа основа-
ние испытывает давление, меньшее среднего удельного
105
давления на штамп. Поэтому значения коэффициента
постели модели Винклера, полученные этим способом,
оказываются несколько завышенными. Упругие парамет-
ры моделей основания зависят и от того, какие кон-
струкции (штампы жесткие или гибкие, круглые или
квадратные, балки и т. п.) применяются для натур-
ных испытаний основания. Так, величина коэффи-
циента постели зависит как от размеров и площади кон-
струкции, использованной для эксперимента, так и от
среднего удельного давления на основание, передавае-
мого этой конструкцией, и от жесткости последней.
Для выяснения этих зависимостей нами были прове-
дены опыты по загружению илов оз. Сиваш гибкой бал-
кой и штампами.
В качестве гибкой балки был использован швеллер
№ 30 длиной 3 м, положенный на стенку вверх ребра-
ми. Нагрузки прикладывали ступенями, равными
0,05—0,1 кгс!см\ и выдерживали до стабилизации осадок
от каждой ступени. При каждой ступени нагрузки (со-
средоточенной силы) измеряли осадки в середине бал-
ки, у ее краев и на расстоянии четверти длины от краев.
Параллельно проводились опыты по загружению
круглых штампов площадью 1000, 5000 и 10000 см2.
При испытании грунтового основания жесткими
штампами коэффициент постели k кгс!см3 определяли
как ^/W', где q — удельное давление на штамп в кгс!см2,
a W — осадка штампа в см.
Расчетная схема для эксперимента в первом прибли-
жении была принята в виде бесконечной балки. По из-
вестной величине сосредоточенной силы Р, приложенной
в центре балки, и соответствующему этой силе про-
гибу 1Г0 в середине балки коэффициент постели k мож-
но получить, воспользовавшись формулой
«70 = I / — Р,
bk V 4EJ
где EJ— жесткость балки в кгс/см2-,
b— ее полуширина;
k— коэффициент постели,
откуда
р 3 / 0,5 Р
~ bW0 У 4EJW0 '
106
Модуль деформации EG грунтов основания для моде-
ли упругого полупространства определяется на основе
их испытания жесткими штампами по формуле
£0= (1-
где р,0 — коэффициент Пуассона грунта (для илов
оз. Сиваш ро=0,45);
d— диаметр круглого штампа в см\
q— удельное давление на штамп в кгс!см2\
W — осадка штампа в см;
со— коэффициент, учитывающий форму штампа
(для круглых штампов со=0,79).
Чтобы найти модуль деформации Ео на основании
данных полевых опытов по загружению гибкой балки
сосредоточенной силой Р, приложенной в середине бал-
ки, были использованы таблицы М. И. Горбунова-Поса-
дова для расчета балок, лежащих на упругом полупрост-
ранстве. При этом значение Ео подбирали таким обра-
зом, чтобы расчетные и экспериментальные прогибы
в середине балки совпали.
Для определения коэффициентов постели по модели
П. Л. Пастернака (коэффициента сжатия кгс!см3
и коэффициента сдвига с2 кгс!см) был поставлен сле-
дующий опыт. Два круглых штампа разных радиусов
(п и г2) были загружены равномерно распределенной
нагрузкой q кгс/см2 одинаковой интенсивности. Осадки
обоих штампов и U^2 были измерены.
На основе положений П. Л. Пастернака были выве-
дены расчетные формулы для определения <?i и с2:
__________
с2 = 52clt
где Ко и Ki— функции Макдональда нулевого и пер-
вого индексов;
s = l/ - ; Ь = пт/— ; fe = r,|/-a- ,
V Cl Г С2 V С2
107
причем £| и В2 определяются из системы уравнений
81+
2К1(ЬН,
К. (81)
81 +
?г=Е17Г‘
2К1 (81)82 ’
Ко(8г)
№
Для случая загружения гибкой балки (швеллер
№ 30) сосредоточенной силой Р в качестве расчетной
схемы в первом приближении была принята бесконеч-
ная балка.
Коэффициенты Ci и с2 определялись из следующей
системы уравнений:
шо) =------£-----. -L.
' ’ 4EJ (а2 + р«) а ’
W(D g~a,(Tcospf + TsinP<)>
4EJ (а2 4- р2) \ а р /
где W (0) — натурная осадка балки в ее середине в см;
W (/) — натурная осадка края балки в см,
а параметры аир определяются по формулам:
а = 1/ 1/ £1*14.^*'.
* V 4EJ 4EJ
6 = 1/ }/~
Р V V 4EJ 4EJ
где Ь' — ширина балки;
I— ее полудлина.
Параметры моделей основания, определенные по дан-
ным испытаний грунта основания жесткими штампами,
приведены в табл. II. 1, а те же параметры, определенные
по данным испытаний грунта гибкой балкой, —
в табл. II.2.
Сравнительный анализ результатов, приведенных
в таблицах II.1 и II.2, показывает следующее:
с увеличением нагрузки на испытываемую конструк-
цию (штампы или балки), лежащую на илистом основа-
нии (оз. Сиваш), значения параметров трех рассмотрен-
ных моделей уменьшаются;
с увеличением площади конструкции (в приведенных
экспериментах — площади штампов) при одной и той
108
Таблица П.1
Удельное давление в кгс/см1 Параметры модели (при F = 1000 сжа) Параметры модели
Вин- кле- ра упругого полупро- странства с двумя уп- ругими ха- рактеристи- ками Вин- клера упругого полупро- странства с двумя уп- ругими харак- теристиками
k. кгс/см3 Fo. кгс/см3 кгс/см* кгс/см к, кгс/см3 Fo, кгс/см3 кгс/см3 С„ кгс/см
0,1 0,435 10 0,416 0,68 0,400 30 0,416 0,68
0,15 0,435 10 — — — — — —
0,2 0,156 3,5 0,12 0,52 0,39 30 0,12 0,52
0,25 0,154 3,5 — — —
0,3 0,138 3,1 0,060 0,25 0,179 13,5 0,06 0,25
0,5 0,14 3,1 0,035 12,2 0,06 4,6 0,035 12,2
0,75 0,103 2,3 0,081 0,455 0,084 6 0,081 0,455
1 0,093 2,3 — — — — — —
1,5 0,073 1,7 — — — — — —
Примечание. F — площадь штампа.
Таблица П.2
Сосредото- ченная сила Р в кгс Среднее удельное давление в кгс/см3 Параметры модели
Винклера упругого полупрост- ранства с двумя упругими характеристиками
k. кгс/см3 Fo. кгс/см3 Си кгс/см3 кгс/см
500 0,05 0,115 5,7 0,086 1680
1000 0,1 0,056 3,6 0,04 1150
1500 0,15 0,052 3,4 0,038 1120
2000 0,2 0,053 3,5 0,038 ИЗО
2500 0,25 0,04 2,7 0,03 990
3000 0,3 0,039 2,7 0,034 390
5000 0,5 0,020 1,5 0,018 303
же ступени нагрузки значения коэффициента постели
модели Винклера уменьшаются, а значения модуля де-
формации модели упругого полупространства возра-
стают;
109
с уменьшением жесткости штампов, примененных при
испытании илов (оз. Сиваш), значения коэффициента по-
стели модели Винклера и коэффициента сжимаемости
грунта модели с двумя коэффициентами постели умень-
шаются, а значения модуля деформации основания Ео
модели упругого полупространства возрастают.
Модель Винклера, модель с двумя упругими характе-
ристиками и модель упругого полупространства были
применены также для определения осадок земляной
дамбы завода, лежащей на засоленных грунтах (илах
оз. Сиваш). Дамба имеет длину 7300, наибольшую ши-
рину основания 39 и высоту 5 м.
В процессе возведения дамбы были замерены ее
осадки при высотах 1,5; 3 и 5 м. При этих же высотах
были проведены расчеты с использованием трех рассмот-
ренных моделей основания для двух случаев: когда па-
раметры модели основания определяются по данным
опытов по вдавливанию штампов (см. табл. II.1) и по
данным опытов по загружению основания гибкой бал-
кой (см. табл. 11.2).
Сравнение данных натурных наблюдений за осадка-
ми дамбы с расчетными значениями осадок (табл. II.3)
показывает, что по величине измеренные осадки зани-
мают промежуточное положение между осадками, рас-
считанными с использованием модели Винклера (зани-
женное значение) и с использованием модели с двумя
коэффициентами постели (завышенное значение).
Наибольшее отклонение расчетных данных от натур-
ных (в 10—50 раз) получается при расчетах осадок дам-
бы с использованием модели упругого полупространства.
Это связано прежде всего с тем, что значения модуля
деформации основания Ео были определены по данным
испытания грунтов штампами и гибкой балкой, площадь
которых значительно меньше площади дамбы, а как бы-
ло показано, значения модуля деформации Ео возраста-
ют с увеличением площади. В связи с этим следует заме-
тить, что при использовании модели упругого полупрост-
ранства для расчетов больших в плане сооружений,
лежащих на слабых глинистых грунтах, следует приме-
нять модуль деформации, увеличенный в М раз по срав-
нению со значением Ео, полученным при испытании
грунтов штампами площадью F= 10004-10 000 см2. Од-
нако этот вопрос требует дополнительных эксперимен-
тальных исследований.
110
Таблица П.3
Высота дамбы в м Нагрузка в кгс/см* Конструкция Осадки дамбы в см, определенные с использованием модели Натурные осадки в см
Винклера с двумя упруги- ми параметрами упругого по- лупростран- ства Ro)* Ra)**
Ro)* W'(a)** Ro) Ra) Ro) Ra)
1,5 0,285 Штамп, F=1000 см2 2 2 18 8 ИЗО —
Штамп, 10 000 см2 2 2 18 8 259 — 21—23 5
Балка-швеллер № 30 7 7 17 8 1280 —
3 0,57 Штамп, F=1000 см2 4 4 31 16 1860 —
Штамп, 7^= 10 000 см2 10 10 31 16 1260 — 38—40 10
Балка-швеллер № 30 29 29 63 32 3350 —
5 0,95 Штамп, /-'=1000 см2 9 9 24 12 4160 —
Штамп, Г=10000 см2 11 11 24 12 1610 — 64—68 14
Балка-швеллер № 30 48 48 106 53 5580 —
• IF(o) — осадка в середине дамбы. •• 1Г(а) —осадка края дамбы.
3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИИ
В ОСНОВАНИИ ЖЕСТКИХ ШТАМПОВ
И ФУНДАМЕНТОВ
Экспериментальные исследования напряженно-де-
формативного состояния в основании сооружений про-
ведены в очень малом объеме. В основном все исследо-
вания проводились на песках и лёссовых грунтах.
Сложность определения напряженно-деформативного
состояния обусловлена сложностью измерений напряже-
ний и деформаций в отдельных точках основания. Одна-
ко за последние пять лет наметились новые пути реше-
ния поставленной проблемы, особенно в связи с разра-
боткой датчиков для измерения напряжений внутри
грунтового массива и методики определения достоверно-
сти их измерений. В числе этих датчиков есть и датчики
для измерения напряжений в грунтовом массиве, сло-
женном слабыми водонасыщенными глинистыми грунта-
ми. В первую очередь следует отметить мессдозы, разра-
ботанные вЦНИИСКе (Д. С. Баранов), Новочеркасском
политехническом институте (Ю. Н. Мурзенко), Гидро-
проекте (В. П. Бомбчинский и др.), в ДИИТ
(М. Н. Гольдштейн и др.), в НИИСК УССР (Е. Ю. Ла-
безник) и т. п. Большие исследования, проведенные
в Союзморниипроекте, НИС Гидропроекта (В. 3. Хей-
фец и др.), а также в МИСИ (А. А. Крыжановский),
позволили более точно тарировать и более обоснованно
учитывать величину искажений при измерениях напря-
жений и порового давления, возникающих в связи с вне-
сением жесткого элемента (мессдозы) в среду с други-
ми деформативными характеристиками.
Наиболее просто проводится измерение вертикаль-
ных напряжений, так как глубинные марки уже давно
широко применяются при различных исследованиях
в механике грунтов. Предложено много конструкций глу-
бинных марок, которые с достаточно высокой точностью
позволяют оценить вертикальные смещения различных
точек грунтового основания. Многие из глубинных марок
применялись и при исследовании просадочных при за-
мачивании грунтов (Ю. М. Абелев [9], В. И. Крутов,
1960—1967 гг.), которые могут быть отнесены к слабым
водонасыщенным глинистым грунтам. Методика же из-
мерения горизонтальных смещений практически не раз-
112
работана, что мешает определять деформативное состоя-
ние в грунтовом массиве. Известны лишь отдельные опы-
ты измерения горизонтальных напряжений, выполнен-
ные за рубежом, однако точность измерения в этих опы-
тах весьма низкая.
Так как при исследованиях напряженно-деформатив-
ного состояния основания, сложенного водонасыщенны-
ми глинистыми грунтами, весьма сложно замерить де-
формации из-за их крайне медленного развития во вре-
мени, то для проверки решения консолидационных задач
измеряют обычно поровое давление. Поровое давление
измеряют датчиками разнообразных конструкций, при-
чем считается, что измерение порового давления проще,
чем измерение напряжений.
Для ряда задач механики грунтов необходимо знать
распределение напряжений и деформаций непосред-
ственно под подошвой фундамента — так называемые
контактные напряжения и деформации. Хотя методика
определения контактных напряжений значительно проще
по сравнению с определением напряжений в грунтовом
массиве, однако до последних лет не было проведено
натурных исследований напряжений под фундаментами,
лежащими на слабых водонасыщенных глинистых грун-
тах. Впервые эти измерения были выполнены в 1965—
1971 гг. на илах оз. Сиваш. Измерения напряжений на
контакте и в глубине основания жесткого штампа пло-
щадью 10 тыс. см2 были проведены Н. С. Рязановым,
Н. Ф. Ариповым и автором по следующей методике. Бы-
ла выбрана площадка, где илы залегали на глубину до
6 м и имели примерно постоянные характеристики проч-
ности и сжимаемости по глубине (что обусловлено боль-
шим содержанием солей в грунте). Так как верхний слой
илов (до глубины 0,7 м) имел отличные от пласта харак-
теристики, опыты проводились в шурфах, отрытых на
глубину 0,8—0,9 м.
В испытаниях применялись круглые металлические
штампы, усиленные ребрами жесткости. В днище каж-
дого штампа заподлицо с поверхностью были установле-
ны 13—15 мессдоз с гидравлическим преобразователем
конструкции ЦНИИСК, приспособленным для проведе-
ния таких опытов. Мессдозы изготовлялись в лаборато-
рии МИСИ им. В. В. Куйбышева с участием Д. С. Ба-
ранова. Для повышения точности измерения напряже-
ний мессдозы конструкции Д. С. Баранова были несколь-
8—1
113
ко модифицированы — уменьшена толщина мембраны,
усилена гидроизоляция. Кроме того, мессдозы были за-
щищены от быстрой коррозии в засоленных илах. Точ-
ность измерения напряжений на контакте с грунтом
этих мессдоз составляла 10—20 гс!см2.
Мессдоза с гидравлическим преобразователем имеет
ряд преимуществ по сравнению с мембранной мессдозой.
Рис. 11.6. Мессдоза конструкции
ЦНИИСК для измерения на-
пряжений в грунте и для опре-
деления контактных напряже-
ний
/ — корпус; 2 — кольцевая мембра-
на; 3 —крышка; 4 — резиновое внут-
ренее кольцо; 5 — силиконовая
жидкость; 6 — мембрана и тензодат-
чик; 7 — хлорвиниловая трубка:
8— резиновая трубка; 9— резиновое
наружное кольцо
Суть их заключается в том, что давление грунта перво-
начально передается на элемент, который через жидкую
прослойку распределяет давление на соответствующую
измерительную систему. Если пространство между при-
емной и рабочей мембранами заполнить несжимаемой
жидкостью (ртутью, силиконовой жидкостью и т. п.),
то деформации верхней приемной мембраны (рис. II.6)
будут меньше деформаций рабочей мембраны во столь-
ко раз, во сколько площадь второй будет меньше пло-
щади первой. К преимуществам мессдоз с гидравличе-
ским преобразователем относится и то, что измеритель-
ное устройство такой мессдозы реагирует на все давле-
ние, которое действует на приемную мессдозу, независи-
мо от характера распределения этого давления по пло-
щади мессдозы [11].
Основным чувствительным элементом мессдозы тако-
го типа является рабочая мембрана толщиной 0,15—
0,2 мм. На нижнюю часть-рабочей мембраны наклеен
фольговый тензодатчик мембранного типа. В торцовой
части корпуса мессдозы имеется отверстие для штуцера
и отдельно просверленные отверстия для размещения
114
соединительных проводов. Эти провода припаивают
к выводным проводникам датчика. С противоположной
стороны предусмотрено отверстие для заполнения
мессдозы жидкостью, прослойка которой в датчике но-
сит название гидропреобразователя.
Приемная кольцевая мембрана изготовляется из то-
го же материала, что и корпус, и имеет кольцеобразный
вырез, в который уложено резиновое кольцо. Это кон-
структивное приспособление позволяет передавать дав--
ление на гидропреобразователь сразу по всей площади
приемной мембраны и обеспечивает ее поступательное
движение при нагружении независимо от краевого эф-
фекта.
Внешне мессдоза представляет собой металлический
диск диаметром 70 и высотой 16 мм. Небольшие габа-
риты прибора позволяют использовать его для измере-
ния напряжений на контакте штампов и внутри грун-
тового основания.
Для измерения контактного давления в плите метал-
лического штампа были сделаны круглые углубления
диаметром каждое 74 мм и вырезы для укладки и вы-
вода соединительного кабеля. Эти углубления были не-
обходимы для установки мессдозы заподлицо с поверх-
ностью штампа.
В углубление штампа заливали жидкий цементный
раствор и устанавливали мессдозу на место легким при-
жатием. Затем с помощью шаблона, который гаранти-
ровал правильность постановки и исключал перекосы
мессдозы, ее выравнивали с поверхностью штампа. Пос-
ле этого в вырез укладывали кабель и через отверстие
продергивали его на противоположную сторону плиты
(штампа). Штамп с установленными в него мессдозами
выдерживали некоторое время для «схватывания» це-
ментного раствора, а затем снова проверяли правиль-
ность установки мессдоз тем же шаблоном.
При установке мессдоз заподлицо с днищем штампа
особое внимание обращали на дублирование измеряе-
мых точек. Все основные точки (центр, край и середи-
на радиуса штампа) имели по две измерительных мес-
сдозы. Это исключало ошибки при измерениях и гаран-
тировало возможность измерений в процессе всего экс-
перимента, если даже одна из мессдоз во время опытов
выходила из строя. Размещение мессдоз в днище штам-
па показано на рис. П.7.
8*
115
Перед установкой мессдозы тарировали гидравличе-
ской нагрузкой до давления 4 кгс/см2. Кроме того, не-
сколько мессдоз были протарированы в стабилометрах
для исследования влияния напряженного состояния на
их показания. Опыты показали, что при давлениях до
2,5 кгс!см2 тарировочные кривые, полученные при гид-
равлическом обжатии, хорошо совпадают с тарировоч-
ными кривыми, полу-
ченными при испыта-
нии мессдоз в стабило-
метрах (образец в ста-
билометре был изготов-
лен в виде пасты из
ила оз. Сиваш с влаж-
ностью, равной влаж-
ности на пределе теку-
чести).
Штамп устанавли-
вали на тщательно вы-
ровненную поверхность
и замеряли показания
мессдоз. После этого
штампы нагружали ма-
лыми ступенями дав-
ления (по 0,05 кгс!см2).
Чтобы исключить вли-
Рис. 11.7. Металлический круглый
штамп площадью 10 тыс. см2 с месс-
доз а ми
яние скорости нагру-
жения на показания мессдоз, каждую ступень давления
выдерживали до условной стабилизации осадки штампа,
за которую принимали осадку, равную 0,1 мм за 6 ч.
Показания мессдоз регистрировались в течение 3,5 мин
полупроводниковым измерителем деформацией
(ПИД-ЮМ). Замеры проводились через каждый час в
течение всего времени нагружения данной ступенью
давления.
В 1966—1968 гг. мы провели три опыта продолжи-
тельностью около трех месяцев. Каждый раз в течение
всех опытов показания мессдозы были стабильны,
и приборы сохраняли высокую чувствительность.
Проведенные опыты показали, что контактные на-
пряжения при нагружении штампов давлением до ве-
личины 0,4 кгс1см2 распределяются по слабо выражен-
ной седлообразной эпюре (рис. II.8). При увеличении
давления на штамп эпюра контактных напряжений поп
Рис. 11.9. Измене*
ние формы эпюры
распределения кон*
тактных напряже-
ний в зависимости
от средней нагруз-
ки рт на круглый
жесткий штамп
площадью 10 тыс.
см2
круглым штампом трансформируется в резко выражен-
ное «седло» и затем вновь выполаживается. При нагруз-
ках на штамп Рт=0,74-0,8 кгс/см2 ординаты краевых на-
пряжений начинают уменьшаться, в то время как на-
пряжения под центром возрастают (рис. II.9). На этом
рисунке сплошной линией показаны экспериментальные
данные (для илов оз. Сиваш), а пунктиром — решение
И. Я. Штаермана.
Рис. 11.10. Изменение контактных напряжений в процессе нагружения
в опытах 1966—1968 гг.
а — схема размещения мессдоз в днище штампа; б — экспериментальные иссле-
дования изменения контактных напряжений
На рис. 11.10. показаны графики изменения краевых
напряжений и напряжений под центром штампа для
всех трех опытов. Как видно из этого рисунка, перелом
графиков краевых напряжений наступает при нагрузках
0,65—0,75 кгс!см2 и совпадает с переломом кривых на-
пряжений под центром штампа. Максимальная ордина-
та краевых напряжений при резко выраженном «седле»
равна примерно 2,8 средней нагрузки на штамп, в то
время как максимальная ордината напряжений под
центром составляет только половину этой нагрузки.
Трансформация эпюры распределения контактных на-
пряжений под жестким фундаментом объясняется, оче-
видно, тем, что с ростом нагрузки в основании форми-
руется «упругое ядро», а под краями фундамента раз-
виваются области пластических деформаций.
118
Сравнение полученных эпюр контактных напряже-
ний с теоретическими, подсчитанными согласно реше-
нию И. Я. Штаермана с учетом закруглений краев фун-
дамента, показывает их достаточно хорошую сходи-
мость лишь при диапазоне давлений, меньших 0,65—
0,75 кгс/сл2, что составляет 0,7—0,8 предельной нагрузки
на штамп. В остальных случах эпюры не совпада-
ют, т. е. теоретические и экспериментальные эпюры рас-
пределения контактных напряжений в основании фун-
даментов на слабых водонасыщенных глинистых грунтах
не совпадают количественно, хотя и схожи качест-
венно. При этом погрешности расчета при использовании
теоретических решений для определения эпюры кон-
тактных напряжений под жесткими фундаментами на
водонасыщенных слабых глинистых грунтах, по-видимо-
му, не постоянны и зависят от напряженного состояния
этих грунтов в основании фундамента.
Как уже упоминалось, сложность исследований на-
пряжений в основании сооружения обусловлена труд-
ностью установки измерительных приборов в грунты
без нарушения его природной структуры. Поэтому боль-
шинство опытов по определению напряжений в грунто-
вых основаниях выполнялось на грунтах с нарушенной
структурой или на песках.
Для определения напряженного состояния в слабых
водонасыщенных глинистых грунтах под штампами бы-
ла выбрана опытная площадка на оз. Сиваш. В илах
оз. Сиваш структурные свойства грунтов существенно
обусловлены цементационными связями. Роль цемента
в них выполняют кристаллические соли, которые связы-
вают частицы и агрегаты глинистых частиц между со-
бой. В илах оз. Сиваш содержится 12% солей. Как по-
казали исследования, эти илы обладают тиксотропными
свойствами. Так, по данным М. П. Лысенко, Г. Ф. Но-
вожилова и Н. Н. Сидорова [49], естественная структу-
ра илов восстанавливается после нарушения в течение
6—8 дней. Эти тиксотропные свойства илов были ис-
пользованы при установке мессдоз и датчиков порового
давления в основание.
Опыты проводились следующим образом. Отрывали
шурф на глубину 1,2—1,8 л, а стенки его крепили де-
ревянным срубом. Затем пробуривали скважины и опу-
скали на заданную глубину мессдозы и датчики порово-
го давления. Специальное устройство позволяло закла-
119
Рис. 11.11. Шурф на оз. Сиваш с установленными в основании штампа
мессдозами и датчиками порового давления
а — до установки штампа; б — после установки штампа
дывать мессдозы в горизонтальном, вертикальном и на-
клонном положениях. После установки мессдозы и про-
верки ее положения скважину тампонировали грунтом
нарушенной структуры при влажности, близкой к влаж-
ности на пределе текучести. Некоторые скважины пос-
120
ле тампонирования проходили зондированием через 5;
7; 9 и 12 суток. Параллельно этим же зондом зондиро-
вали участки грунта с ненарушенной структурой. Ис-
следования показали, что на седьмые сутки количество
ударов при погружении зонда на 1 м в скважинах обыч-
но на 5—10% больше по сравнению с количеством уда-
ров этого же зонда, погружаемого па тот же 1 ле, но
в грунтах с ненарушенной структурой.
На рис. 11.11 показан шурф с установленными в ос-
новании штампа датчиками и мессдозами.
В 1965—1970 гг. было проведено семь опытов с круг-
лыми штампами площадью 10 тыс. см2. Мессдозы уста-
навливались в основании штампа на глубине 0,2; 0,7;
1,2 и 1,7 м от подошвы. Всего под центром и краями
штампа в каждом опыте было установлено 12—
15 мессдоз.
Штамп загружали ступенями по 0,05 кгс!см2 до ус-
ловной стабилизации осадки вертикального перемеще-
ния штампа (не более 0,1 мм за последние 6 ч нагру-
жения). Максимальная нагрузка на штамп во всех про-
веденных опытах составляла 1—1,2 кгс!см2. С целью
выявления изменения напряжений во времени напряже-
ния в грунте фиксировались мессдозами через час за-
гружения штампа каждой ступенью нагрузки. Опыты
были проведены с трехкратной повторностью.
Полученные при испытаниях данные обрабатывались
с учетом погрешностей (теоретическая погрешность,
рассчитанная по методике Д. С. Баранова, составляла
14,8% измеренной величины). Тарировка мессдоз в ис-
следуемых грунтах нарушенной структуры (в стабило-
метрах) показала отклонение от гидростатической тари-
ровки примерно на 15%, что согласуется с теоретиче-
ской погрешностью [11].
Проведенные опыты показали, что напряжения под
центром и краями жесткого круглого штампа уменьша-
ются с глубиной. Интересно отметить, что показания
мессдозы на глубине 0,2 м от днища штампа возрастали
скачкообразно, а не пропорционально возрастанию на-
грузки на штамп. Это, по-видимому, связано с тем, что
под краями штампа и на небольшой глубине под ним
возникают зоны пластических деформаций, скорость
развития которых отлична от скорости уплотнения грун-
та. Мессдозы, расположенные на глубинах 0,7; 1,2 и 1,7 м,
имеют стабильные показания, что характеризует иссле-
121
дуемое основание как однородное (с отсутствием в нем
пластических деформаций).
Максимальные напряжения под центром штампа на
глубине 0,2 м от его подошвы при средней нагрузке на
штамп 0,8 кгс/см2 составляли 0,74—0,78 кгс/см2. На глу-
бине 1,7 м. при той же нагрузке на штамп напряжения
соответственно составляли 0,163 и 0,208 кгс/см2. Из это-
го сопоставления видно, что «затухание» напряжений
по глубине значительно.
Вертикальные напряжения в основании под жестким
круглым фундаментом можно теоретически определить
по уравнениям К. Е. Егорова (1938 г.). Мы провели
сравнение фактических напряжений под штампом (рис.
11.12) и напряжений, рассчитанных по решению К. Е. Его-
рова, для точек, расположенных на глубине 0,2; 0,7; 1,2
и 1,7 м (рис. 11.12). Из сравнения видно, что напряже-
ния, измеренные в процессе полевых опытов, незначи-
тельно отклоняются от теоретических значений.
Отклонения эти возрастают с глубиной, и на глуби-
не, примерно равной двум диаметрам штампа, достига-
ют 35—40%.
Наблюдаемое распределение напряжений в дефор-
мируемой зоне основания позволяет сделать вывод, что
«активная зона» в водонасыщенных слабых глинистых
грунтах распространяется на большую глубину и отли-
чается от зоны, рассчитанной по нормативным докумен-
там. Это явление подтверждает высказанное Н. А. Цы-
товичем в 1967 г. предположение о зависимости глубины
«активной зоны» от коэффициента бокового расширения
и величины структурной прочности грунтов основания
(см. п. 2 главы II).
Осадки жестких штампов на илах оз. Сиваш, полу-
ченные расчетным путем с учетом фактического рас-
пределения напряжений, достаточно близки к значени-
ям измеренных осадок.
Для определения эпюр горизонтальных и касатель-
ных напряжений в нескольких опытах были установле-
ны мессдозы на глубине 0,2; 0,7; 1,3 и 1,85 м от подошвы
штампа. Все эти измерения проводились с двукратной
или трехкратной повторностью. В опытах использова-
лись мессдозы той же конструкции и с такой же чувст-
вительностью, как и для определения вертикальных на-
пряжений в основании. Мессдозы тарировали в стабило-
метре и при гидростатическом нагружении до 3 кгс/см2.
122
Рис. 11.12. Распределение напряжений под круглым штампом площадью 10 тыс. см2 по глубине
а — под центром штампа; б — под краем штампа
После окончания опытов и контрольной проверки извле-
ченных мессдоз оказалось, что только 11 из 29 сохраняют
такие же тарировочные кривые, как до опыта. Так как
количество данных о распределении горизонтальных и
касательных напряжений в глубине основания штампа
было невелико, то построить замкнутые эпюры (ли-
нии одинаковых горизонтальных п касательных напря-
жений) не удалось. Однако в связи с тем, что для
одной и той же точки имелись данные о величине
касательных, горизонтальных и вертикальных напря-
жений, можно было установить развитие горизонталь-
ных и касательных напряжений при увеличении вер-
тикальных напряжений во время роста нагрузок на
жесткий металлический штамп площадью 10 тыс. см2.
Как показали опыты, при напряжениях 0,1—
0,2 кгс/см2 под подошвой штампа коэффициент боково-
го расширения был равен 0,12—0,17. При увеличении
напряжений до величины, значительно превышающей
структурную прочность сжатия грунтов (опыты прово-
дились на илах оз. Сиваш, а в 1970 г. на морских
илах Мурманска), коэффициент бокового расширения
значительно увеличивается. Так, для илов оз. Сиваш
при давлении под штампом 0,4—0,5 кгс/см2 коэффици-
ент бокового расширения образцов грунта на глубине
0,7 м был равен 0,27—0,31, а при увеличении давления
до 0,9 кгс/см2 он увеличивался до 0,35—0,38. При ис-
следовании илов Мурманска оказалось, что при давле-
ниях под штампом 0,2 кгс/см2 на глубине 1 м под цент-
ром штампа площадью 10 тыс. см2 коэффициент боко-
вого расширения был равен 0,11—0,14. При увеличении
же давления до 0,8 кгс/см2 в этой же точке коэффициент
бокового расширения грунта составил 0,32—0,36. При
давлении 1,3 кгс/см2 (предельная нагрузка на штамп
соответствовала давлению 1,5 кгс/см2) коэффициент бо-
кового расширения в этой точке возрос до 0,38—0,42.
Проведенные опыты показывают, что соотношение
между вертикальными и горизонтальными напряжения-
ми в пределах напряженно-деформативной зоны под по-
дошвой фундаментов и штампов переменно и зависит
от приближения нагрузки на штамп к предельной. Эти
опыты, кроме того, хорошо согласуются с лаборатор-
ными исследованиями рассматриваемых грунтов на ста-
билометрах при определении коэффициента бокового
расширения (при различных напряженных состояниях
образцов).
124
Г л а в a III
МЕТОДЫ СТРОИТЕЛЬСТВА СООРУЖЕНИЙ
НА СЛАБЫХ ВОДОНАСЫЩЕННЫХ ГЛИНИСТЫХ
ГРУНТАХ
1. СУЩЕСТВУЮЩИЕ МЕТОДЫ СТРОИТЕЛЬСТВА
НА СЛАБЫХ ГРУНТАХ
Строительство сооружений на слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтах всегда являлось очень сложным
и трудоемким процессом. Это связано с тем, что соору-
жения, построенные на таких грунтах, испытывают
большие осадки, мало устойчивы, а осадки их протека-
ют в течение длительного времени (часто в течение не-
скольких десятилетий). Наиболее часто в этих случаях
устраивали свайные основания из жестких свай (дере-
вянных, железобетонных, металлических, набивных бе-
тонных и железобетонных). Если в основании залегали
большие толщи слабых водонасыщенных глинистых
грунтов, устраивали висячие жесткие сваи. Однако, как
показали наблюдения за работой таких сооружений,
большинство из них все равно испытывало значитель-
ные осадки (например, древние соборы в Боровске,
Исаакиевский собор, один из станов металлургического
завода в Новокузнецке, жилые здания на Фрунзенской
набережной в Москве, некоторые промышленные здания
в Риге и т. д.).
В качестве искусственного основания на слабых во-
донасыщенных глинистых грунтах в основании жилых
зданий и промышленных сооружений часто применяют
песчаные подушки. В настоящее время устраивают пес-
чаные подушки толщиной до 7 м, хотя наиболее часто
в практике гражданского и промышленного строитель-
ства применяются песчаные подушки толщиной 1—2 м.
Песчаные подушки позволяют уменьшить глубину
заложения фундаментов, что особенно важно при уст-
ройстве фундаментов в котлованах с высоким стоянием
уровня грунтовых вод. В этом случае песчаные подуш-
ки укладывают прямо под воду, а фундаменты возводят
125
выше уровня грунтовых вод. Этот прием часто исполь-
зуют строители в Прибалтике и на о. Сахалин.
Песчаные подушки распределяют давление на пло-
щадь, большую, чем подошва фундамента, и поэтому
величина давления, приходящегося на слабые водона-
сыщенные грунты основания, оказывается меньше дав-
ления под подошвой фундамента.
Песчаные подушки увеличивают устойчивость фун-
даментов, так как в большинстве случаев прочностные
характеристики песчаных грунтов (угол внутреннего
трения и сцепления) значительно выше прочностных ха-
рактеристик подстилающих сильносжимаемых водона-
сыщенных глинистых грунтов.
Применение их уменьшает осадки фундаментов, так
как модуль общей деформации песчаных грунтов в теле
песчаной подушки (120—200 кгс!см2) в несколько раз
превышает модуль деформации сильносжимаемых водо-
насыщенных глинистых грунтов. Кроме того, устройство
сплошной песчаной подушки под ленточные фундамен-
ты (или под несколько отдельно стоящих фундаментов)
уменьшает неравномерность осадок соседних фундамен-
тов. Это достигается уменьшением общей величины
осадки фундаментов и перераспределением напряжений
в лежащих под песчаной подушкой грунтах. Песчаные
подушки из среднезернистых и крупнозернистых песков
с небольшим содержанием пылеватых и глинистых час-
тиц уменьшают глубину заложения фундаментов, так
как пучинистые водонасыщенные глинистые грунты за-
меняются непучинистыми песчаными грунтами.
Особое значение приобретают песчаные подушки
в качестве дренирующего слоя, т. е. для дренажа поро-
вой воды из нижележащих водонасыщенных глинистых
грунтов. Поровая вода отжимается в процессе уплот-
нения грунтов под действием нагрузки от сооружения
или от веса подушки. При этом процесс консолидации
грунтов основания ускоряется.
При толщах слабых водонасыщенных глинистых
грунтов меньше 12 м и небольших размерах проекти-
руемых сооружений в плане часто применяют железобе-
тонные и деревянные сваи, которые полностью прореза-
ют слой слабых грунтов и передают нагрузку более
прочным малосжимаемым грунтам. За последние 30—
40 лет, однако, в практике устройства свайных основа-
ний в слабых водонасыщенных глинистых грунтах было
126
отмечено много случаев, когда сооружения на свайных
фундаментах, даже полностью прорезающих слой сла-
бых глинистых грунтов, испытывали большие осадки. По
данным Ю. В. Россихина [49], осадки свай, прорезаю-
щих слабые и опирающихся на более прочные грунты,
протекают во времени по двум схемам — медленно раз-
вивающиеся осадки и быстро протекающие осадки (про-
садки). Медленно развивающиеся осадки в основном
обусловлены процессами консолидации слабых водона-
сыщенных глинистых грунтов и медленно возрастающей
Нагрузкой (пригрузкой), действующей вдоль боковой по-
верхности свай. Присадки, в основном, обусловлены по-
терей прочности (устойчивости) грунтов основания свай.
Поэтому при расчете жестких свай необходимо опреде-
лить их предельную несущую способность исходя из по-
тери устойчивости грунта в основании свай. Наиболее
точно величина предельной нагрузки на сваю определя-
ется по формуле В. Г. Березанцева.
При расчете свай, проходящих через толщу слабых
грунтов, необходимо учитывать вероятность развития
«отрицательного трения». К сожалению, проведено очень
мало экспериментов по определению фактических зна-
чений отрицательного трения для различных грунтов
при различной их плотности и консистенции. В настоящее
время в расчетах условно принимают такие же значе-
ния коэффициентов отрицательного трения, как и по бо-
ковой поверхности сваи. Несущая способность сваи оп-
ределяется как разность между сопротивлением острия
сваи и отрицательным трением, возникающим по ее бо-
ковой поверхности.
При устройстве оснований на- слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтах (особенно в тех случаях, когда
грунтовая вода агрессивна) для экономии цемента и ме-
талла, а также снижения стоимости основания широко
применяются песчаные сваи. Между песчаными сваями
в основании сооружений возникают зоны уплотненного
грунта, модуль деформации которого на всей глу-
бине забивки свай больше модуля деформации грунтов
природной структуры в 2,5—5 раз. Преимущество пес-
чаных свай заключается также и в том, что сжатие
уплотняемого грунта оканчивается практически одно-
временно с окончанием устройства песчаных свай, что
исключает перерывы между устройством основания и
укладкой фундаментов. Песчаные сваи можно располо-
127
жить таким образом, чтобы основание до заданной глу-
бины имело определенный модуль общей деформации
и определенные прочностные характеристики грунта.
При строительстве сооружений на грунтах с боль-
шим коэффициентом пористости, на водонасыщенных
лёссовых грунтах, на макропористых нлах (морские
илы Мурманска) и т. п. в основании фундаментов соору-
жений часто устраивают известковые сваи. Их эффект
заключается, во-первых, в том, что в результате взаимо-
действия негашеной комовой извести с поровой водой
водонасыщенных глинистых грунтов поровая вода от-
жимается в известковую сваю и степень водонасыщения
грунтов резко уменьшается и, во-вторых, в уплотнении
грунта между известковыми сваями. Поэтому после уст-
ройства известковых свай грунты часто уплотняют
тяжелыми трамбовками, что возможно только в том слу-
чае, когда степень водонасыщения грунтов не превыша-
ет 0,7. Известковые сваи изготовляют из местных ма-
териалов, и, как правило, стоимость искусственных осно-
ваний невысока.
При возведении сооружений на больших площадях,
в основании которых залегают толщи слабых водона-
сыщенных глинистых грунтов, обычно прибегают к ме-
тодам вертикального дренажа. Методы вертикального
дренажа основаны на том, что уплотнение слабых во-
донасыщенных глинистых грунтов, в основном, опреде-
ляется процессами отжатия поровой воды — процесса-
ми фильтрационной консолидации. Время уплотнения
грунтов зависит от пути фильтрации отжимаемой поро-
вой воды из уплотняемого слоя до дренажной поверх-
ности. Устраивая отдельные вертикальные песчаные или
картонные дрены или применяя дренажные прорези,
можно значительно сократить пути фильтрации отжи-
маемой воды до дренажной поверхности (особенно при
отжатии поровой воды из глубоких слоев водонасыщен-
ного грунта). Чтобы создать поровое давление, под дей-
ствием которого вода будет перемещаться до дренаж-
ной поверхности, после устройства вертикальных дрен
основание покрывают песчаной подушкой (дренаж),
сверху которой возводят пригрузочную насыпь или со-
оружение. Методы расчета вертикальных дрен приведе-
ны в главе IV.
Большие сложности связаны с устройством котлова-
нов в толщах слабых водонасыщенных глинистых грун-
128
тов. В последнее время при вскрытии котлованов
используют способы электрозакреплепия и электроосуше-
ния грунтов. Применение этих способов позволяет от-
рывать котлованы с небольшими откосами без исполь-
зования шпунта в глинистых грунтах с очень низкими
прочностными характеристиками. Так, по данным
Г. И. Чохонелидзе и Л. Г. Мельниковой [49], этими
способами удается закрепить колхидские илы, угол
внутреннего трения которых равен 6°, а сцепление —
0,05 кгс/см2. По данным Б. С. Федорова [47], методами
электроосушения можно резко увеличить прочностные
характеристики аллювиальных слабых водонасыщенных
глинистых грунтов. Б. С. Федоров предлагает электро-
осушение проводить совместно с работой эжекторных
иглофильтров.
Слабые водонасыщенные глинистые грунты обычно
обладают малой проницаемостью, поэтому их невозмож-
но упрочнить химическими способами (практически не-
возможно внедрить химические закрепляющие раство-
ры в поры грунта). Однако эти методы могут успешно
применяться для грунтов, имеющих макропоры или вы-
сокую пористость (например, для укрепления многих
водонасыщенных лёссовых грунтов, макропористых илов,
покровных суглинков, коэффициент фильтрации кото-
рых больше 10-5 см!сек). В данной работе методы хи-
мического закрепления грунтов не рассматривают-
ся, и мы отсылаем читателя к специальной литера-
туре.
Все указанные выше методы строительства на сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтах решали про-
блему упрочнения и уплотнения оснований сооружений.
Однако в настоящее время проектирование оснований
и фундаментов исходит из совместной работы сооруже-
ния и основания. Поэтому в тех случаях, когда слабые
водонасыщенные глинистые грунты нельзя уплотнить
или упрочнить, строительство сооружений ведется по
пути увеличения жесткости и прочности надземной час-
ти сооружения. Обычно такие мероприятия в практике
проектирования получили наименование конструктив-
ных. В ряде случаев применение конструктивных меро-
приятий оказывается более дешевым и менее трудоем-
ким процессом, чем упрочнение слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтов до необходимой прочности и
сжимаемости.
9—1
129
Конструктивные мероприятия применяются также
для быстрого восстановления эксплуатационной пригод-
ности сооружений в аварийных случаях.
Суть конструктивных мероприятий заключается
в том, чтобы используемые конструкции сооружений
обеспечивали нормальную эксплуатацию зданий и со-
оружений даже при осадках, значительно превышающих
обычно допускаемые для данного типа сооружений.
Наиболее часто для повышения пространственной
жесткости сооружений в основании промышленных
и гражданских зданий устраивают монолитные ленточ-
ные железобетонные фундаменты, фундаменты из пере-
крестных железобетонных лент или сплошные железо-
бетонные плиты. На грунтах, где ожидается большая
осадка, вместо панельных зданий, которые допускают
малые осадки при нормальной эксплуатации, обычно
возводят кирпичные здания. Кроме того, армируют кир-
пичную кладку (особенно в простенках между проема-
ми), увеличивают площади опирания перемычек па сте-
ны и простенки, устраивают железобетонные пояса. По-
следние целесообразно устраивать на уровне перекры-
тия над подвалом (т. е. в нижней части здания) и на
уровне предпоследнего перекрытия. Непрерывные желе-
зобетонные пояса во всех капитальных стенах на уров-
не междуэтажных перекрытий создают жесткие диа-
фрагмы, которые значительно повышают пространствен-
ную жесткость сооружений.
Промышленные и многоэтажные жилые здания на
сильносжимаемых грунтах проектируют по таким кон-
структивным схемам, чтобы эти сооружения были ма-
лочувствительны к неравномерным осадкам. Если пред-
полагается, что здание, имеющее большую протяжен-
ность, будет испытывать неравномерные осадки и в
сооружении могут возникнуть трещины, здание заранее
расчленяют в местах возможного образования трещин
осадочными швами через 24—48 м.
При строительстве промышленных сооружений на
слабых водонасыщенных глинистых грунтах обычно
увеличивают габариты над мостовыми кранами на ве-
личину ожидаемых осадок после окончания строитель-
ства. Кроме того, предусматривают специальные уст-
ройства и приспособления для быстрого восстановления
подкрановых путей различных технологических устано-
вок и автоматических линий при их осадке.
130
При строительстве жилых зданий на водонасыщен-
ных глинистых грунтах фундаменты или стены подва-
лов часто отделяют гидроизолирующими рулонными
материалами от надземных частей сооружений. Исходя
из совместной работы всего здания (т. е. надземной
и подземной его частей) вместо рулонных гидроизоли-
рующих материалов для устранения капиллярного пе-
ремещения воды в стенах лучше применять жирные
растворы цемента, цемента с церезитом и т. п.
Как было показано в главе I, сжимаемость и проч-
ность слабых водонасыщенных глинистых грунтов су-
щественно зависят от скорости их нагружения. Если
грунты основания нагружаются медленно, то модуль их
общей деформации и характеристики прочности приоб-
ретают более высокие значения, чем при быстром на-
гружении грунтов. Поэтому технологические схемы и
сроки строительства сооружений на слабых водонасы-
щенных глинистых грунтах должны отличаться от обыч-
ных технологических схем и сроков строительства.
При возведении на слабых водонасыщенных глини-
стых грунтах зданий, осадка которых будет протекать
в течение длительного времени, следует применять та-
кие конструкции полов и отделочных материалов, кото-
рые могут воспринять неравномерные осадки (напри-
мер, пластиковые полы, наклонные кровли и т. п.). Сле-
дует запретить устройство паркетных полов, гипсолито-
вых перегородок и других конструкций, легко разруша-
емых при неравномерных осадках.
После устройства стен подвала необходимо по пери-
метру жилого здания (а для промышленных сооруже-
ний— после изготовления фундаментов) установить гео-
дезические марки и реперы и систематически следить за
осадками фундаментов в процессе строительства. В том
случае если фундаменты здания продолжают интенсив-
но садиться, не следует монтировать подкрановые пу-
ти и металлические фермы перекрытий до тех пор, пока
«оставшаяся» величина осадки станет меньшей, чем до-
пускается для нормальной эксплуатации.
Земляные дамбы, насыпи и плотины на слабых во-
донасыщенных глинистых грунтах следует возводить
послойно, причем слоями такой высоты, чтобы грун-
товое основание с данными прочностными характери-
стиками не потеряло устойчивости. Для обоснованного
суждения о возможности дальнейшего нагружения ос-
9*
131
нования земляного сооружения (т. е. его дальнейшего
возведения) необходимо в основании заложить дат-
чики порового давления и установить поверхностные
марки. По изменению порового давления и осадкам
поверхностных марок можно точно определить вре-
мя безопасного возведения следующего слоя насыпи.
Несомненно, что при размещении датчиков порового
давления и мессдоз в основании крупных промыш-
ленных сооружений (дымовых труб, химических ко-
лони, водонапорных башен и т. п.) можно возводить со-
оружения с большим давлением под подошвой фунда-
мента, так как при этом будет учитываться фактическое
рассеивание порового давления во времени в грунтах
основания.
2. ПЕСЧАНЫЕ ПОДУШКИ
Песчаные подушки, как уже говорилось, применяют-
ся для увеличения устойчивости и уменьшения осадок
фундаментов, для дренирования отжимаемой поровой
воды, а также для замены пучинистых при промерзании
слабых водонасыщенных глинистых грунтов непучини-
стыми. Толщина подушки принимается в зависимости
от ее назначения. При замене пучинистых при промер-
зании грунтов песчаную подушку устраивают па всю
глубину промерзания грунтов в данном районе. Если же
районы имеют большую зону промерзания, то необхо-
димо принять фундаменты такой конструкции, чтобы
песчаная подушка работала круглогодично, и вода в ней
не замерзала. Поэтому в северных районах над песча-
ной подушкой рекомендуется устраивать теплоизолиру-
ющий экран.
При использовании песчаной подушки в качестве го-
ризонтального дренажа ее толщина должна быть та-
кой, чтобы даже при заилении грунта глинистыми час-
тицами верхняя часть подушки работала как дренаж.
В том случае если песчаную подушку под фунда-
менты устраивают для уменьшения осадки фундамен-
тов, толщину ее определяют из условия, чтобы осадка
подушки и подстилающих водонасыщенных глинистых
грунтов (в пределах сжимаемой толщи) была меньше
осадки, допустимой для сооружения данного типа.
При воздействии па фундамент горизонтальной си-
лы или момента сил необходимо рассчитать фундамент
132
на устойчивость. Толщина подушки при этом должна
быть такой, чтобы поверхность скольжения фундамента
при потере устойчивости проходила только в пределах
песчаной подушки, так как прочностные характеристики
подстилающих слабых грунтов (угол внутреннего тре-
ния и сцепление) меньше, чем у песка.
В связи с тем что в ряде случаев толщина песчаных
подушек достигает 7 м, необходимо рассчитывать фун-
дамент на устойчивость и при вертикальной нагрузке.
Рассмотрим последовательность расчета осадки фун-
дамента, расположенного на песчаной подушке. По дан-
ным о гранулометрическом составе песка и исходя из
реально возможных методов его уплотнения в теле по-
душки определяют коэффициент пористости песка пос-
ле его уплотнения и устанавливают вероятное (прибли-
женное) значение модуля общей деформации песка дан-
ного гранулометрического состава Ео.
Затем строят эпюру распределения напряжений под
центром фундамента на глубину основания, используя
при этом решение теории упругости для жесткого штам-
па. Если модуль деформации грунта, подстилающего
песчаную подушку, более чем в 5 раз отличается от мо-
дуля общей деформации песка, то при построении эпю-
ры распределения вертикальных напряжений под по-
дошвой фундамента следует использовать решение
К. Е. Егорова [53] для двухслойных оснований. Зная
значения модулей общей деформации песка в теле пес-
чаной подушки и подстилающего слабого глинистого
грунта, определяют осадку фундамента па подушке по
методу послойного суммирования. Если для слабых во-
донасыщенных грунтов обнаружено явление начального
градиента напора, целесообразно при расчете осадки
использовать предложенную нами методику (см. п. 1
главы II).
Размеры песчаной подушки в плане определяются по
решениям Б. И. Далматова [49] и Я. Д. Гильмана [19].
Если подушку возводят без котлована, то обычно ее
размеры в плане понизу больше размеров поверху на
величину, равную удвоенной толщине песчаной подуш-
ки, умноженной на угол внутреннего трения песка. При-
чем угол этот должен определяться при плотности, рав-
ной плотности песка в теле подушки. При расположе-
нии песчаных подушек в котловане или в траншеях су-
ществует опасность^ что они потеряют устойчивость.
133
При этом будет наблюдаться «расползание» песка и
выдавливание окружающего подушку слабого грунта.
Совершенно очевидно, что горизонтальное перемещение
частиц песчаной подушки произойдет под действием го-
ризонтальных напряжений. Б. И. Далматов и Я. Д. Гиль-
ман предложили формулу для расчета горизонтальных
напряжений из учета плоского скольжения клина при
потере устойчивости песчаной подушки. Однако формулы
эти следует рассматривать как приближенные, так как
поверхность скольжения принята авторами в виде плос-
кости, что не совсем точно отражает форму фактиче-
ских поверхностей скольжения при потере основанием
устойчивости.
Практика строительства знает ряд случаев, когда
фундаменты, построенные на песчаной подушке, испы-
тывали большие осадки. Как правило, это было вызва-
но их плохим изготовлением. Так, в районе Мурманска
в 1966 г. произошла авария трехэтажного панельного
здания, построенного на песчаной подушке толщиной
2 м, устроенной на слое мягкопластичных глинистых
грунтов. Анализ аварии показал, что песчаная подушка
была уложена с нарушением строительных норм и
правил. Песок укладывался в зимнее время (во время
снегопадов) слоями толщиной по 40 см без уплотнения.
В результате даже после отрытия шурфов в июле
1966 г. песчаная подушка напоминала слоеный пирог,
где между слоями песка находились прослойки и линзы
снега и льда толщиной до 4 см каждая. Причиной ава-
рии послужило оттаивание снега и льда.
Песчаную подушку необходимо устраивать таким
образом, чтобы добиться максимальной плотности в ее
теле. Сплошные песчаные подушки в основании железо-
бетонной плиты или на дне большого котлована обычно
возводят послойно толщиной каждого слоя 15—20 см,
уплотняя слои песка гладкими или кулачковыми катка-
ми. Если песчаные подушки возводят для фундаментов
отдельно стоящих колонн, то песок в теле подушки уп-
лотняют виброплитами, вибрационными, пневматичес-
кими и дизельными трамбовками, а также другими
трамбующими машинами.
Если песчаные подушки более чем на 1,5 м выше
уровня грунтовых вод, то обычно песок в теле подушкй
уплотняют тяжелыми трамбовками. В этом случае пё-
счанук) подушку уплотняют послойно (при толщине
134
каждого слоя до 2 м). Уплотнение грунтов тяжелыми
трамбовками (метод предложен Ю. М. Абелевым и
В. Б. Швецом) производится следующим образом. К
копру, крану или экскаватору подвешивают трамбовку
весом от 2 до 7 т, которую сбрасывают с высоты 4—7 м
по одному следу от 8 до 12 раз; при этом для трамбо-
вок весом 2—4 т удается получить трещину уплотненно-
го слоя 2 jw, а для трамбовок весом 6—7 т — 3 м. Для
получения песка средней плотности и плотного в теле
песчаной подушки (объемный вес 1,65—1,75 гс/см3) для
средне- и крупнозернистых песков обычно требуется 8—
14 ударов трамбовки весом 2—4 т, сбрасываемой с вы-
соты 4—5 м по одному следу.
Трамбовку изготовляют обычно на месте строитель-
ства из железобетона в форме усеченного конуса диа-
метром понизу 1,4—2,4 м и с низким расположением
центра тяжести.
В последние годы песчаные подушки толщиной до
7 м устраиваются методом намыва. При этом в зависи-
мости от способа намыва и гранулометрического соста-
ва песка в карьерах в песчаные подушки попадают пы-
леватые и глинистые частицы. Обычно после намыва
песчаной подушки на слой слабых водонасыщенных
глинистых грунтов песок в теле песчаной подушки ос-
тается водонасыщенным. Для уплотнения больших
толщ намытого песка часто применяется глубинное виб-
роуплотнение.
При устройстве песчаных подушек на территориях,
покрытых водой, песок в теле подушки (при большой ее
толщине) можно уплотнить при помощи взрывов (ме-
тод Флорина—Иванова). В этом случае применяются
пневмопульсационные установки, работающие от комп-
рессоров (Трофимова — Яковлева), или используется
электроискровой метод (Ломизе). Таким путем можно
уплотнять песчаные подушки, отсыпанные из крупно-,
средне- или мелкозернистых песков. Пылеватые пески
этими методами практически не уплотняются.
Песчаные подушки на дне реки или залива (на глу-
бине более 5 м) отсыпают с барж или шаланд. Песок
отсыпается в реку таким образом, чтобы не разрушить
структуры подводных илов. Первый слой толщиной
30—40 см обычно отсыпают из мелкозернистого песка,
а затем песчаную подушку отсыпают слоями по 0,5—
135
1 м. При таком методе отсыпки йл не проникает в тело
песчаной подушки. Рассматриваемая технология позво-
ляет создавать песчаные подушки шириной, равной 5—
6-кратной ширине фундаментов. Необходимо отметить,
что этот метод применяется при возведении сооружений,
которые допускают большие величины осадок (мол,
земляные сооружения и т. п.).
Особенно тщательно следует уплотнять песчаные по-
душки под фундаменты машин или оборудования с ди-
намическими нагрузками, подушки, возводимые на сла-
бых грунтах в сейсмических районах и при вероятном
воздействии волновой нагрузки. В этих случаях в каче-
стве материала подушки нельзя использовать пески,
содержащие даже небольшой процент слюды или ра-
куши.
Для контроля качества уплотнения (особенно при
больших толщах песчаных подушек) используют ста-
тическое или динамическое зондирование. Если песча-
ные подушки толщиной более 2 м устраивают для
особо ответственных сооружений, то после уплотнения
подушек проводится испытание грунтов опытными
штампами.
3. ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ПЕСЧАНЫЕ ДРЕНЫ
Как было указано выше, время уплотнения водона-
сыщенных глинистых грунтов определяется временем
отжатия из них поровой воды. По существующей теории
фильтрационной консолидации время уплотнения водо-
насыщенных грунтов прямо пропорционально квадрату
расстояния до дренажной поверхности. Устраивая в тол-
ще водонасыщенного глинистого грунта вертикальные
дрены на расстоянии друг от друга от 2 до 5 м на глу-
бину до 20 м, можно значительно сократить расстояние,
которое необходимо пройти отжимаемой воде из глини-
стого слоя до дрен и, следовательно, уменьшить время
уплотнения грунтов основания.
Чтобы отжать воду в вертикальные песчаные дрены
(повысить давление в поровой воде), иногда применяют
пригрузочную насыпь высотой 10—15 м.
Над вертикальными дренами всегда устраивают
песчаную подушку толщиной не менее 0,6—1 м. Песча-
ная подушка, объединяя вертикальные песчаные дре-
ны, собирают из них воду (рис. III.1). Кроме того,
136
песчаная подушка служит горизонтальным дренажем
(поровая вода из верхних слоев водонасыщенного гли-
нистого грунта отжимается вертикально вверх в гори-
зонтальную песчаную подушку).
При расчете уплотнения глинистых грунтов (консо-
лидации) отдельно рассчитывают время, необходимое
для отжатия поровой воды в горизонтальном направле-
Рис. II 1.1. Схема работы вертикальных песчаных дрен
/ — плотный грунт; 2—насыпь; 3 — песчаная подушка; 4 — дрены (стрелками
показано направление отжатия поровой воды к дренажным поверхностям)
пии (в вертикальные песчаные дрены), и отдельно вре-
мя, необходимое для уплотнения толщи водонасыщен-
ных глинистых грунтов при фильтрации воды только в
вертикальном направлении (в горизонтальную песча-
ную подушку). После этого определяют, за какое время
произойдет определенная часть осадки (см. далее
пп. 4—7 главы IV).
Вертикальные песчаные дрены устраивают следую-
щим образом. Чтобы по площадке могли перемещаться
механизмы, необходимые для устройства дрен, на ней
сначала отсыпают песчаную подушку толщиной не ме-
нее 50 см. Обычно с помощью башенных копров, ис-
пользуемых для устройства набивных бетонных свай,
копровых стрел, смонтированных на экскаваторе (рис.
III.2,а), и другими способами в грунт погружают пусто-
телую цельнотянутую металлическую трубу диаметром
420—600 мм (при толщине стенок трубы 15—24 мм).
137
Длина трубы должна превышать длину дрен не менее
чем на 2 м.
В нижней части трубы имеется либо самораскрыва-
ющийся башмак (рис. Ш.2, б), либо железобетонный
башмак, который остается в грунте (этот метод в СССР
Рис. 111.2. Установка для устройства песчаных свай (а) и конструк-
ция самораскрывающегося башмака (б)
применяется очень редко). Самораскрывающийся баш-
мак представляет собой металлический конус, разрезан-
ный в вертикальном направлении на четыре створки.
Каждая створка (каждая четверть металлического ко-
нуса) прикреплена шарниром к металлической трубе.
До начала погружения трубы все створки конуса соеди-
няют и, чтобы не произошло раскрытия створок при
погружении, снизу на них надевают металлическое
кольцо. В верхней части трубы предусмотрено отверс-
138
। нс (иногда оборудованное воронкой) для засыпки в не-
го песка без снятия молота. На трубе устанавливают
вибратор, вибромолот или молот двойного действия.
Устройство вертикальных песчаных дрен состоит из
следующих операций. Металлическую трубу с закрытым
наконечником погружают вибратором, вибромолотом
или молотом двойного действия на заданную глубину.
Затем через боковое отверстие в верхней части трубы
в нее отдельными порциями засыпают песок так, чтобы
заполнить трубу на высоту 3—4 л. После этого вклю-
чают вибратор или молот и трубу поднимают. Под дей-
ствием вибрации или ударов молота двойного действия
кольцо, надетое на самораскрывающийся башмак, спа-
дает с конуса, створки его раскрываются и труба под-
нимается на высоту 2—3 м. В скважине остается столб
песка. Затем в обсадную трубу засыпают следующую
порцию песка (тоже на высоту 3—4 м) и снова подни-
мают трубу на 3—4 м.
Трубу следует поднимать таким образом, чтобы по-
сле подъема в ней оставался слой песка толщиной не
менее 1 м. Чтобы песок хорошо выгружался из трубы
(непрерывно, без образования пробок в трубе и разры-
вов в теле песчаной сваи), его предварительно водона-
сыщают. Для водонасыщепия песка, как правило, при-
меняют растворомешалки.
При использовании труб малого диаметра для ускоре-
ния выгрузки песка в них подается сжатый воздух, а от-
верстие, через которое засыпается песок, герметически
закрывается.
Вертикальные песчаные дрены можно устраивать
бурением скважин, погружением металлической трубы с
открытым концом (в этом случае грунт вымывается из
трубы) и другими способами. В некоторых случаях
скважины бурят под глинистым раствором, в который
погружают песок. После этого скважину с песком тща-
тельно промывают, чтобы удалить глинистые частицы.
Схема производства работ при устройстве песчаных
вертикальных дрен показана на рис. Ш.З.
После устройства дрен для определения фактической
осадки насыпи над песчаной подушкой в любое время
после начала уплотнения грунтов устанавливают геоде-
зические реперы и другие приборы.
В СССР в последние годы для устройства вертикаль-
ных песчаных дрен была разработана новая технология.
139
Рис. 111.3. Схема произ-
водства работ по устрой-
ству вертикальных пес-
чаных дрен
1 — прочный грунт; 2 — во-
донасыщенные глинистые
грунты; 3 — глубинные мар-
ки; 4 —песчаная подушка;
5 — реперы горизонтального
смещения; 6— измерители по-
рового давления; 7 — верти-
кальные песчаные дрены;
8 — устройство пригрузочной
насыпи; 9— снятие пригру-
зочной насыпи; 10 — устрой-
ство дорожного полотна
Обсадную трубу с инвентарным самораскрывающимся
башмаком погружают вибровдавливающим погружате-
лем свай ВВПС-32/19, который обычно монтируется на
тракторе Т-180 и является его навесным оборудованием.
Трактор Т-180 не только обепечивает перемещение ус-
тановки по площадке, но и служит одновременно энер-
гетической базой для ВВПС (рис. III.4). На трубу од-
Рис. Ш.4. Установка ВВПС-32/19
для изготовления вертикальных дрен
Рис. 111.5. Двустенная об-
садная труба для устрой-
ства вертикальных дрен
с помощью подмыва
повременно действуют вибрационные силы, которые со-
здаются низкочастотным вибропогружателем направ-
ленного действия с подрессоренной пригрузкой, и силы
вдавливания, которые создаются суммарным весом виб-
ропогружателя, трубы и частью веса всего агрегата.
На верхнем конце обсадной трубы имеется шарнир-
ное устройство для крепления к вибропогружателю и
чуть ниже металлический бункер для загрузки песка в
обсадную трубу.
Загрузка песка в металлический бункер, установлен-
ный на обсадной трубе, производится при помощи буль-
дозера. Е. В. Светинский и В. П. Трескин рекомендуют
использовать для этой цели погрузчик-бульдозер Д-442.
Рычажно-гидравлическая система этого погрузчика с
двухчелюстным ковшом позволяет использовать маши-
141
ну в качестве бульдозера, грейфера и фронтального по-
грузчика. Поэтому он может быть использован как для
перемещения песка по площадке, так и для засыпки
его в бункер обсадной трубы. Вместо бульдозера для
загрузки песка в трубу можно использовать шарофре-
зерную лопату.
В 1964 г. автор совместно с И. И. Викторовым [47]
применил вертикальные песчаные дрены для укрепления
основания железнодорожной насыпи на иольдиевых
глинах (север СССР). В основании насыпи было устро-
ено 657 дрен диаметром 425 мм и глубиной 11 м. Дрены
были заложены по шахматной сетке с расстоянием
2,5 м между центрами дрен. Над дренами была устрое-
на песчаная подушка шириной 5,8 м. Для изготовления
дрен использовался вибропогружатель ВП1, который
был подвешен к стреле экскаватора Э-1252. Такая уста-
новка позволяла устраивать вертикальные песчаные дре-
ны и вертикальные песчаные сваи длиной до 18 м. В
смену удавалось изготовить до 28 дрен длиной 11 м.
За рубежом (в США) для изготовления вертикаль-
ных дрен иногда применяют метод размыва грунта.
В этом случае применяются специальные обсадные тру-
бы (рис. II 1.5), состоящие из двух соосно расположен-
ных труб диаметром 48,5—41 см. Длина трубы равна
18,5 м, причем внутренняя труба на 25,6 см не доходит
до нижнего конца внешней трубы. Между ними (в ниж-
ней части) устроена металлическая перегородка, из ко-
торой выходят 24 форсунки, причем каждая третья фор-
сунка направлена под углом 45° к радиусу.
Вода под высоким давлением подается в простран-
ство между трубами и выходит из форсунок с большой
скоростью.
Вертикальные дрены устраивали следующим образом.
На месте расположения будущей дрены устанавливали
обсадную трубу со смонтированным на ней бункером, в
который затем засыпали песок. После установки трубы
в межтрубное пространство подавали воду и труба под
действием собственного веса погружалась до проектной
отметки. Затем внутрь трубы опускали трубу диамет-
ром 8 см с перфорированными стенками в нижней час-
ти. Через нее нагнеталась вода, которая промывала
взвешенный грунт. Промывка заканчивалась, когда в
воде, находящейся внутри обсадной трубы с двойными
стенками, оставалось менее 2% глинистых частиц. За-
142
тем прямо в воду из бункера засыпали песок, который
под действием собственного веса опускался на дно и вы-
жимал воду из трубы. Чтобы ускорить процесс отмыв-
ки глинистых частиц из воды в межтрубное пространст-
во подавали сжатый воздух. При строительстве авто-
мобильной дороги около Лос-Анджелеса за 10-часовую
смену удавалось изготовить 16 песчаных дрен длиной
12 м.
Рис. 111.6. Схема устройства вертикальных песчаных дре.ч методом
бурения
В некоторых случаях при устройстве вертикальных
песчаных дрен длиной до 8 м применяется способ буре-
ния. Таким способом были устроены опытные дрены в
некоторых районах Сибири, на оз. Сиваш, в порту Иль-
ичевск и во многих других местах. Обычно для этой це-
ли используется буровой станок, применяемый для бу-
рения скважин. За рубежом для устройства вертикаль-
ных песчаных дрен применяется пневматический бур,
который приводится в действие от компрессора с рас-
ходом воздуха 9 м3!мин под давлением 7 ат. Схема уст-
ройства вертикальных песчаных дрен методом бурения
приведена на рис. III.6.
При устройстве вертикальных песчаных дрен в засо-
ленных илах, а также в тех случаях, когда есть опасность
заиления дрены, внутрь ее помещают полиэтиленовую
трубу, через которую нагнетают воду и отмывают песок
от примеси соли и мелких частиц.
143
4. КАРТОННЫЕ ДРЕНЫ
Применение песчаных дрен связано с трудоемкими
процессами добычи и транспортирования песка на боль-
шие расстояния, с устройством складов песка на строи-
тельной площадке, многодельными работами при забив-
ке инвентарных свай или погружении инвентарных труб
с подмывом. Для уменьшения трудоемкости работ и со-
здания вертикальных дренажей в водонасыщенных гли-
Рис. 111.7. Картонные дрены
нистых грунтах в районах, где отсутствуют пески,
В. Кильман [58] предложил использовать картонные
дрены. Такие дрены из непроклеенного картона имеют
поперечное сечение ЗХЮО мм, а площадь поперечного
сечения проходящих в них внутренних продольных кана-
лов достигает 3 тиле2. Их изготовляют несколькими спосо-
бами. Наиболее популярен способ, при котором дрену
собирают из трех слоев картона (рис. III.7).
Чтобы предохранить картонную дрену от разъедания
бактериями, предлагается картон пропитывать раство-
рами солей мышьяка. Исследования показали, что ко-
эффициент фильтрации через боковую поверхность дре-
ны из пропитанного картона составляет 10-3—10-4с.м/сек,
т. е. в подавляющем большинстве случаев в 100—
1000 раз больше коэффициентов фильтрации глинистых
грунтов основания, в которых устраиваются эти дрены.
Дрены выпускают в виде сплошных лент длиной до
400 м, которые наматываются на барабан и легко тран-
спортируются на значительные расстояния. Вес 1 м кар-
тонной дрены составляет 200 г.
Картонные дрены от песчаных выгодно отличают
возможность заводского изготовления, малый вес, лег-
кость транспортирования и высокая производительность
устанавливающих дрены машин. Кроме того, картон-
144
ные дрены не влияют на возникающие в грунтовом мас-
сиве деформации, легко изгибаются без повреждений и
долговечны в эксплуатации.
Впервые они были применены в 1947—1949 гг. для
консолидации слабых водонасыщенных глинистых за-
торфованных грунтов при строительстве аэродрома воз-
ле Стокгольма. Всего на площадке было устроено
900 тыс. пог. м картонных дрен. Стоимость их на этом
Рис. 111.8. Технологическая схема устройства картонных дрен
а — станок в транспортном положении; б — погружение пробойника с дре-
ной; в — извлечение пробойника; г — начало изготовления следующей дре-
ны; 1 — барабан с дреной; 2—пробойник; 3— направляющий блок; 4—дрена
объекте составляла 50 центов за 1 пог. м. Технологичес-
кая схема устройства картонных дрен приведена на
рис. 1П.8.
В Швеции в конце 40-х годов были разработаны два
оригинальных самоходных станка для устройства кар-
тонных дрен. Малая модель (рис. II 1.9, б) применялась
для погружения картонных дрен на глубину до 5 м с
усилием задавливания 2 т, а большая модель (рис.
III.9, в)—для погружения картонных дрен на глубину
до 20 м с усилием задавливания 28 т.
Станок (малая модель) состоит из четырехколесно-
го шасси с вертикальной мачтой, использовавшейся в
качестве направляющей для погружаемого механизма
(плоской трубы), которая часто называется пробойни-
ком. На станке устанавливают барабан с намотанной
картонной дреной. Выходящая из барабана лента дре-
ны движется вверх вдоль мачты, перегибается через
145
10-1

Рис. 111.9. Погружатсль картонных дрен (Швеция)
а — общий вид: б — малая модель; п — большая модель
колесо, поступает в пробойник и проходит внутри него.
При извлечении пробойника из грунта лента дрены не-
подвижна, и ее нижняя часть остается в земле. После
выхода нижнего конца пробойника на поверхность зем-
ли лепту обрезают, а станок переезжает на новое место
для погружения следующей дрены. Движение ленты по
трубе регулируется подающим устройством на верхнем
конце пробойника. На нижнем конце пробойника имеет-
ся устройство, препятствующее попаданию земли внутрь
трубы при ее движении вниз, но позволяющее ленте вы-
ходить из трубы при движении ее вверх.
Чаще всего картонные дрены применяются для дре-
нирования оснований под аэродромы. При этом с по-
10*
147
мощью станков за 8 ч удавалось погрузить до 400 дрей
на глубине 6 м.
В г. Вэсбю при устройстве покрытия аэродрома, ос-
нованием которого служила 13-метровая толща водона-
сыщенных глинистых грунтов, были проведены большие
эксперименты. На двух площадках размером 30X30 м
под нагрузкой до 4,5 т/м2 дрены были погружены на
глубину 5 лг, расстояние между ними составляло 0,7 м.
Опыты показали, что
даже очень высокое дав-
ление глины па картон-
ную дрену не уменьшает
ее водопроницаемости.
Обследование дрен после
двухлетнего пребывания в
грунте показало, что ка-
налы их не разрушились
и только на внешней сто-
роне верхней части дрен,
не обработанных мышья-
ком и смолой, появились
повреждения. Результаты
сравнения картонных дрен
Рис. III.10. Графики осадок соору-
жений, построенных с картонными
дренами в основании
1 — наблюдаемая осадка участка без
картонных дрен; 2—расчетная осадка
с дренами; 3 — наблюдаемая осадка
с дренами
с вертикальными песча-
ными дренами показыва-
ют, что одна песчаная
дрена диаметром 50 см по
эффективности эквивален-
тна трем-четырем картон-
ным.
На рис. II 1.10 приведены кривые осадки сооружений,
построенных с применением дрен и без них. Из рисун-
ка видно, что осадка в 78 см (кривая 2) при наличии
дрен появилась в течение одного года, а без дрен (кри-
вая 2) за этот период она составила примерно 25% об-
щей осадки. Если бы дрены были устроены на глубину
до 13 jw, то осадки протекали бы значительно быстрее.
Картонные дрены очень широко применяются
при строительстве различных объектов в Японии.
Так, в районе Хиросимы их применяли при строительст-
ве автомобильного завода. Большое количество дрен
было установлено на территории порта в г. Кобе. Кар-
тонные дрены широко применялись при устройстве до-
рог на небольших дамбах, в основании которых залега-
148
ют морские илы или другие виды глинистых грунтов
текучей и текучепластичной консистенции.
В отличие от дрен, применяемых в Швеции, картон-
ные дрены изготовляют в Японии из древесных отходов,
в которые добавляют соединения мышьяка. Чтобы уве-
личить прочность материала картонных дрен, в ряде
случаев их пропитывают меламиновыми смолами.
Широко использует вертикальные картонные дрены
при устройстве оснований на слабых глинистых грунтах
фирма «Музино Гуми». Эта фирма установила более
300 тыс. рулонов картонных дрен на площадке строи-
тельства металлургического завода в г. Фукуяма. Пе-
ред устройством картонных дрен фирма провела иссле-
дования по сравнению эффективности действия песча-
ных вертикальных дрен и картонных дрен одинаковой
длины на опытных участках, в основании которых зале-
гали илы на глубину 5 м. Наблюдения в течение шести
месяцев показали, что картонные дрены обеспечивают
более высокую степень консолидации уплотняемых
грунтов по сравнению с песчаными дренами. На участ-
ке, где были устроены песчаные дрены, осадка состави-
ла 51,4 ом, а за это же время на участке с картонными
дренами — 65 см. Через шесть месяцев после устройства
картонных дрен были отобраны образцы грунта. Иссле-
дования их показали, что сопротивление грунта сдвигу
увеличилось почти в 2 раза и составило 0,15—0,2 кгс!см2.
Для района г. Фукуяма, где песок дорог, применение
картонных дрен оказалось более дешевым методом уст-
ройства искусственных оснований.
Большое количество картонных дрен было устроено
в районе Улжино при строительстве цехов завода «Тойо
Козис», расположенного в районе устья р. Ота. В связи
с большим перепадом отметок и возможным затоплени-
ем территории площадка была намыта на высоту до
5,5 м пылеватыми суглинками и супесями, отобранными
со дна моря. Так как пресноводные илы аллювиального
происхождения в устье р. Ота (ниже намытого слоя
грунта) залегали на глубину до 15 м, для сокращения
сроков консолидации грунтов основания картонные дре-
ны устраивали глубиной до 20 м. Общая площадь заст-
раиваемой территории составляла около 35 га, поэтому
количество дрен превысило 120 тыс.
После устройства картонных дрен (их размещали по
вершинам правильного равностороннего треугольника
149
на расстоянии 1,8 м одна от другой) площадку пригру-
жали слоем песка толщиной 4,8 м (объем около 600
тыс. л£3) для отжатия поровой воды в дрены. Когда во-
донасыщенные грунты основания достигали заданной
степени консолидации, песок из пригрузочной насыпи
перемещали на другой участок с картонными дрена-
ми и т. д.
Для наблюдения за процессами уплотнения водона-
сыщенных глинистых грунтов в основании были уста-
новлены датчики порового давления и реперы. На рас-
сматриваемом объекте для измерения порового давле-
ния использовались 18 установок. В среднем каждый
комплект аппаратуры для измерения порового давления
обслуживал площадь 18—20 тыс. м2. Для опреде-
ления изменения сопротивления сдвигу образцов грунта
в процессе консолидации через определенные промежут-
ки времени отбирались образцы с различных глубин,
для чего пробуривались скважины. Одновременно про-
водились наблюдения за геодезическими поверхностны-
ми марками, установленными на поверхности намытого
слоя (ниже песчаной подушки). Как показали результа-
ты лабораторных определений и данные замера порово-
го давления, прочность грунта при дренировании уве-
личивалась.
В Японии картонные дрены применяются также для
ускорения осадки прибрежных участков, созданных на-
мывом или отсыпкой грунта на дно моря для освоения
новых территорий под промышленное, транспортное н
портовое строительство. Например, в Токийской бухте
для строительства теплоэлектростанции была отсыпана
полоса вдоль побережья в районе г. Чиба. Около 84
млн. м3 грунта было намыто в порту г. Кобе, где пло-
щадь искусственной территории под промышленные
предприятия достигла 6 млн. м2.
В последние годы картонные дрены устраивают при
помощи машин, выпускаемых японской фирмой «Като»
с 1963 г. Наиболее широкое распространение получили
два типа машин на гусеничном ходу: марок Т-12 и
ТД-20А.
Большая ширина гусениц погружателя (ширина
трака 70 см при длине 440 см) позволяет сократить
давление машины на грунт до 0,8 кгс/см2.
Основным узлом машины является обсадное устрой-
ство с внутренней щелью (пробойник), по которой по-
150
дается картонная дрена. Обсадное устройство изго-
товляется из двух металлических листов длиной 20,5 м
и шириной 15 см, которые соединяются по бокам вин-
тами. Сквозные каналы в обсадном устройстве служат
для подачи воздуха в нижнюю часть устройства (в нако-
нечник), чтобы предупредить попадание воды из слабых
водонасыщенных глинистых грунтов с разрушенной
Рис. 111.11. Конструкция обсадного устройства для погружения кар-
тонных дрен
/ — скользящие направляющие ролики; 2 --защитные листы пробойника;
3 — пробойник; 4 — нож для обрезания дрены; 5 — дрена
структурой в обсадное устройство. Поперечное сечение
обсадного устройства с картонной дреной показано на
рис. III.11.
Для обрезания дрен в комплекте погружателя пре-
дусмотрен механический резак, который работает на
сжатом воздухе. Смена рулонов механизирована. Ее
осуществляют краном грузоподъемностью 2,7 т, уста-
новленным па рамс погружателя. Чтобы обеспечить
строгую вертикальность картонных дрен при погруже-
нии, что особенно важно при погружении их на боль-
шую глубину, перед опусканием каждой картонной дре-
ны по уровню с помощью гидродомкрата тюгружатель
устанавливают в горизонтальное положение.
151
Чтобы погружать картонные дрены на одну и ту же
глубину, машины оборудованы автоматическими уста-
новками для фиксации заданной глубины погружения
обсадного устройства. За последние годы погружатели
картонных дрен фирмы «Като» нашли широкое приме-
нение и в других странах. Несколько станков этой фир-
мы имеются в СССР.
5. ПЕСЧАНЫЕ СВАИ
Песчаные сваи впервые стали применяться для уплот-
нения грунтов еще в XIX в. Однако их применение носи-
ло опытный характер. Песчаные сваи устраивали толь-
ко в основаниях под одноэтажные здания, а качество
уплотнения грунтов песчаными сваями не было оценено
объективно. По данным А. А. Эрлиха, песчаные сваи в
СССР были применены впервые при строительстве зда-
ния холодильника в Днепропетровске, а в 1932—
1933 гг. — для уплотнения основания лесохимического
комбината. Эти сваи имели длину 5 м и диаметр 25 см.
В 1932 г. С. А. Шашков составил временную инструкцию
па производство работ по изготовлению песчаных свай.
Методы расчета песчаных свай были впервые пред-
ложены Г. Л. Медведевым и Ю. М. Абелевым. Однако
несовершенство технологии устройства этих свай, а так-
же недостаточно разработанные методы расчета затор-
мозили их применение в СССР практически до 1951 г.
В 1950—1956 гг. в Прибалтике под руководством
Ю. М. Абелева [7, 8] и Е. В. Светинского [45] песчаные
сваи были устроены в основаниях четырех жилых зда-
ний, железнодорожной эстакады и нескольких промыш-
ленных объектов. Как показало технико-экономическое
сравнение, уплотнение слабых глинистых грунтов пес-
чаными сваями оказывается более выгодным методом
по сравнению с уплотнением оснований жесткими же-
лезобетонными висячими сваями. Технико-экономические
показатели упрочнения оснований песчаными и жестки-
ми сваями приведены в табл. III. 1, составленной
Е. В. Светинским.
Сущность метода уплотнения грунтов песчаными
сваями заключается в следующем. При забивке в грунт
металлической трубы с закрытым концом или железо-
бетонной сваи вокруг них возникает зона уплотненного
грунта за счет его смещения из участка образования
152
esi
Литейный цех Механический цех Объект
На деревянных сваях Уплотненное песчаны- ми сваями На железобетонных сваях Тип основания
На деревянных сваях Уплотненное песчаны- ми сваями
ю оо 32,5 30X30 26,28 32,5 Диаметр свай в см
сл ё 1175 кэ о 2165 Количество в шт.
1 о 1 1 1280 песчано-гра- вийная смесь В JH3 Расход материалов
ё 1 1 £ 1 лес в л*3
1 1 ьэ о 1 1 цемент в т
1 1 о> 1 1 арматурная сталь в т
1 Си 1 1 сл одной песча- ной сваи Стоимость за- бивки (изго- товления ) в руб.
а> 1 о СП 1 1 м3 деревян- ной железо- бетонной сваи
о 0,45 О СП о Трудоемкость работ на 1 тонно-реакцию сваи в чел.-час
0,65 0,46 о оо оо 0,96 0,42 Стоимость энергии на 1 тонко-реакцию сваи вруб.
Со ЧЭ Со о to Стоимость забивки (из- готовления) свай в тыс. руб.
§ О о СО СЛ ю ьо оо Стоимость устройства в тыс. руб-
Таблица UI.l
Продолжение табл. 1П.1
Объект Тип основания Диаметр свай в см Количество в шт. Расход материалов Стоимость забивки (из- готовления) в руб. Трудоемкость работ на 1 тонно-реакцию сван в чел.-час Стоимость энергии на 1 тоино-реакцию сваи в руб. - Стоимость забивки (из- готовления) свай в тыс. РУб- Стоимость устройства | | в тыс. руб- |
песчано-гра- вийная смесь в л*3 5! а 8 ч а 3 I арматурная сталь в гп | одной песча- ной сваи 1 мя деревян- ной железо- бетонной сваи
Литейный цех На железобетонных забивных сваях . . 30X30 352 — — 75 39 — 770 0,28 0,55 195 257
Заводоуправле- ние Уплотненное песчаны- ми сваями . . 32,5 2520 1320 — — — 6,7 — 0,24 1 ПО 196
На деревянных сваях 26,28 837 — 482 — — — 297 0,51 1,28 131 344
Жилой дом Уплотненное песчаны- ми сваями . . 32,5 2830 1512 — — — 6,7 — 0,33 0,54 99 176
На деревянных сваях 28 684 — 440 — — — 285 0,39 0,64 97 258
сваи в окружающую область. Как показали исследова-
ния, при забивке сваи диаметром 40—50 см, вокруг нее
образуется зона уплотненного грунта на расстоянии до
полутора метра от центра сваи [44].
По существу песчаная свая — это песчаная дрена,
только с уплотненной зоной вокруг нее.
Принцип работы песчаной сваи отличается от прин-
ципа работы висячей железобетонной сваи, вокруг ко-
торой тоже возникает уплотненная зона. Разница состо-
ит в том, что после приложения нагрузки к основанию
практически вся она воспринимается железобетонными
сваями, так как модуль деформации железобетонной
сваи (200 000 кгс]см2} во много раз превышает модуль об-
щей деформации уплотняемых грунтов (30—50 кгс/сти2),
и передается грунтам через нижние концы свай. Мо-
дуль деформации материала песчаной сваи (100—
150 кгс!см2) ненамного отличается от модуля общей
деформации окружающих песчаную сваю грунтов. По-
этому песчаная свая воспринимает нагрузку вместе с
окружающим ее уплотненным грунтом. Иными словами,
фундамент, расположенный на основании, уплотненном
песчаными сваями, следует рассчитывать как фунда-
мент на естественном основании, но в качестве модуля
общей деформации основания принять модуль грунта
после его уплотнения.
Чтобы ускорить консолидацию слабых водонасыщен-
пых глинистых грунтов при помощи вертикальных дрен,
необходимо, как было сказано выше, обжать грунты
пригрузочной насыпью — отжать поровую воду. При
устройстве песчаных свай пригрузочной насыпи не тре-
буется. После забивки металлической трубы в грунт в
уплотненной зоне возникают большие напряжения (на
контакте напряжения достигают 8 кгс/сж2). Они воспри-
нимаются поровой водой, в ней возникает избыточное
давление, под действием которого вода перемещается в
песчаную сваю.
Следует отметить, что при забивке в водонасыщен-
ные глинистые грунты железобетонной сваи в поровой
воде вокруг нее также возникают большие давления.
Однако в этом случае поровая вода может либо пере-
мещаться по контактной поверхности со сваей, либо от-
жиматься в противоположном от сваи направлении.
Очевидно, что при устройстве песчаных свай уплотне-
ние водонасыщенных глинистых грунтов происходит
155
/ — уплотненный грунт; 2 — неуплотнен-
ный грунт
значительно быстрее, чем при забивке свай желе-
зобетонных.
После устройства вертикальных песчаных свай мо-
дуль общей деформации грунта увеличивается. Так, по-
сле устройства 'песчаных свай для жилых зданий в Ри-
ге модуль деформации слабых водонасыщенных грунтов
увеличился в 3—4раза (см.рис. III.12). Как правило,
модуль общей деформации грунтов после устройства
песчаных свай равен модулю общей деформации грун-
тов, уплотненных в
компрессионном прибо-
ре до пористости, рав-
ной пористости грунта
(среднее значение)
между сваями [28].
Производство работ
по глубинному уплот-
нению слабых водона-
сыщенных глинистых
грунтов песчаными сва-
ями осуществляется
следующим образом.
На площадке, где пред-
полагается устроить
песчаные сваи, отсыпа-
ют песчаную подушку
толщиной 0,5—0,7 м
для беспрепятственного
прохода механизмов, с
помощью которых устраивают сваи (экскаватор или ко-
пер, самосвалы, перевозящие песок, погрузчик и т.п.).
Песчаные сваи устраивают тем же практическим спосо-
бом, что и вертикальные песчаные дрены. Разница заклю-
чается лишь в необходимости очень тщательного уплот-
нения песка в теле сваи.
В СССР наиболее часто песок в теле сваи уплотня-
ют по методу «свая в сваю», т. е. после того, как песча-
ная свая будет устроена и труба с самораскрывающим-
ся башмаком извлечена из грунта, створки башмака
снова закрывают, надевают кольцо на низ башмака,
и трубу снова погружают в тело уже устроенной сваи.
Обычно считается удовлетворительным, если при пов-
торном погружении трубы ее удается опустить до глу-
бины, составляющей 0,8 длины песчаной сваи. Затем в
156
трубу снова порциями засыпают песок и извлекают ее
из грунта. Этот метод позволяет прекрасно уплотнять
слабые водонасыщенные глинистые грунты, так как ди-
аметр песчаных свай вместо 40—50 см получается фак-
тически равным 60—70 см. Кроме того, этот способ да-
ет гарантию непрерывности сваи по всей ее длине. Над
песчаными сваями устраивают песчаную подушку
толщиной 50 см (даже в том случае, если она не требу-
ется для производства работ).
Обычно при забивке трубы с закрытым концом из
соседней (уже изготовленной) песчаной сваи вода часто
фонтанирует. Поэтому, чтобы частицы грунта не выно-
сились с водой, для заполнения свай должен использо-
ваться песок средне- или крупнозернистый, содержание
пылеватых и глинистых частиц в песке не должно пре-
вышать 10%, а только глинистых частиц не более 3%.
Сваи устраивают от периметра к центру. При необ-
ходимости большого количества свай их устраивают ря-
дами, т.е. первоначально нечетные ряды, а затем чет-
ные. В зимних условиях необходимы меры, исключаю-
щие смерзание песка в комья.
При проектировании основания с песчаными свая-
ми сначала определяют, какое значение модуля общей
деформации должны иметь сильносжимаемые водона-
сыщенные глинистые грунты после их уплотнения, что-
бы сооружение, которое строится на этой площадке,
имело меньшие осадки, чем это допускается для нор-
мальной эксплуатации сооружения данного типа. Затем
определяют значение угла внутреннего трения и сцепле-
ния грунтов основания, при которых фундаменты про-
ектируемого сооружения будут устойчивыми.
По данным компрессионных опытов и испытаний об-
разцов на срезных приборах определяют максималь-
ное значение пористости (коэффициента пористости),
при котором грунт будет иметь данный модуль общей
деформации и необходимые значения угла внутреннего
трения и сцепления. Площадь сечения всех песчаных
свай определяют по формуле
р —Р е0 — еуп __ р о
* “Г fc0
где е0 — коэффициент пористости грунтов природного
сложения до уплотнения;
еуп — то же, после уплотнения;
157
£2—отношение площади сечения песчаных свай
Fcu к площади уплотняемого основания Fo.
Обычно песчаные сваи устраивают под всем зданием.
Крайние сваи располагают за пределами крайних осей
фундаментов на расстоянии от них 2—2,5 м. В некоторых
случаях при устройстве песчаных свай для фундаментов
промышленных сооружений (когда сваи забивают под
отдельные фундаменты или только под крайние ленты
фундаментов) песчаные сваи располагают па площади
таким образом, чтобы крайний их ряд находился за кра-
ем фундамента (на расстоянии 0,2—0,3 ширины фунда-
мента). Площадь уплотняемого основания принимается
равной площади, оконтуренной песчаными сваями. Об-
щее количество песчаных свай в пределах уплотняемого
основания определяют по формуле
/V QFcBt
Осв
где (осв— площадь песчаной сваи.
Песчаные сваи считаются качественно изготовленны-
ми, если при их устройстве в созданную скважину (в тру-
бу) будет засыпано необходимое количество песка. Не-
обходимое количество песка на 1 пог. м песчаной сваи
определяется по формуле
где ун — удельный вес песка, засыпаемого в сква-
жины;
WL—весовая влажность песка во время устройст-
ва песчаных свай.
Длина песчаных свай принимается такой, чтобы свая
прорезала всю сжимаемую толщину грунтов основания,
но не менее двух ширин фундамента для прямоугольных
фундаментов и не менее трех-четырех ширин для лен-
точных.
Приведенный метод расчета песчаных свай следует
считать приближенным, так как в расчете не учитывает-
ся фактическое напряженное состояние, возникающее
при* устройстве песчаных свай в водопасыщеиных грун-
тах. В действительности задача о работе песчаных свай
и об их влиянии на консолидацию грунтов должна быть
решена из учета следующего явления. После того как в
водонасыщенное глинистое основание внедряется инвен-
158
тарная свая, частицы грунта перемещаются от ее центра
к периферии ( к поверхности инвентарной сван), т. е.
грунт сразу получает «деформацию». В результате этой
деформации вокруг сваи возникают напряжения, кото-
рые по мере удаления от поверхности инвентарной сваи
затухают. В зависимости от вида грунтов напряжения
после забивки инвентарной сваи распределяются по ра-
диусу либо линейно (для аллювиальных грунтов, но дан-
ным Л. 3. Попова), либо по параболе' (для засоленных
илов и других грунтов с цементационными связями меж-
ду частицами). После извлечения инвентарной трубы и
заполнения сваи песком образуется вертикальная пес-
чаная дрена, вокруг которой имеется напряженная
зона.
Под действием поля напряжений в различных точках
грунтового основания вокруг песчаной сваи возникает
различное поровое давление, под действием которого
вода фильтрует из грунта в песчаную сваю-дрену.
Метод расчета песчаных свай с учетом зоны уплотне-
ния вокруг сваи приведен в главе IV.
В 1959 г. на юге КНР под руководством Ю. М. Абеле-
ва [8] были проведены большие натурные эксперименты
по устройству и исследованию песчаных свай. Этот рай-
он на глубине 45—85 м был сложен слабыми илами мор-
ского происхождения. Естественная влажность грун-
тов составляла 32—48%, влажность на пределе теку-
чести 29,5—49,3%» объемный вес скелета грунта 1,1 —
1,26 гс!см2. По результатам компрессионных опытов мо-
дуль общей деформации грунтов был равен 18,3—
25,6 кгс!см2. Угол внутреннего трения грунтов, опреде-
ленный при их испытании по методике быстрого сдвига,
был равен 7—13°, а сцепление — 0,06—0,1 кгс!см2. При-
мененные на этой площадке железобетонные висячие
сваи длиной до 35 м испытывали осадку 50—70 см.
На опытной площадке размером 11,4X16,6 м было
забито несколько песчаных свай диаметром 42 см. Сваи
забивали при помощи обсадной трубы с самораскрываю-
щимся башмаком на глубину 16 м. Предварительно их
устраивали по периметру участка, а затем от него к
центру площадки.
После устройства свай (на расстоянии 75 см между
Центрами) над ними была устроена песчаная подушка
толщиной 50 см, а поверх песчаной подушки уложен же-
лезобетонный ящик размером в плане 6X9 м. Опытный
159
фундамент нагружали металлическими слитками таким
образом, чтобы давление увеличивалось на 0,5 кгс/см2.
За условную стабилизацию осадки при каждой ступени
нагрузки принималась осадка, равная 1 мм/сутки. Кро-
ме того, в основании на глубине 1,5; 3; 6 и 9,0 м были
заложены глубинные марки.
Исследования показали, что применение песчаных
свай увеличивало модуль общей деформации грунтов
примерно до 100 кгс]см2.
Анализ осадок глубинных марок подтвердил, что
осадки в опыте соответствовали расчетным значениям,
определенным по теории линейно-деформируемых тел.
Несколько больше расчетной оказалась осадка марки,
расположенной на глубине 9 м. Вероятно, эпюра распре-
деления напряжений в нижней части активной зоны не-
сколько отличается от эпюры вертикальных напряжений,
построенной по теории линейно-деформируемых тел. Эти
данные хорошо совпадают с нашими натурными иссле-
дованиями, проведенными на оз. Сиваш и описанными в
п. 3 главы II.
На этой же площадке были исследованы и другие
типы искусственных оснований — железобетонные сваи
различной длины, песчаные дрены с песчаной подушкой
толщиной 3,5 м (песчаная подушка служила и пригру-
зочной насыпью). Результаты этих исследований приве-
дены в табл. III. 2.
Таблица II 1.2
Общая нагрузка на фун- дамент в m Давление на грунт в кгс/см* Осадка фундаментов в см
Глубина аабивки свай в м Песчаные дрены и подушка толщиной 3,5 м Песчаные сваи и подушка толщиной 1,5 м
45 35 25 15
2700 5 15 128 170 178 186 52,5
2330 2,75 9 44,8 70,5 84,2 96,4 29
Как видно из таблицы, песчаные сваи являются наи-
более эффективным методом создания искусственного
основания при строительстве промышленных и граждан-
ских сооружений на больших толщах слабых водонасы-
щенных глинистых грунтов.
160
6. ИЗВЕСТКОВЫЕ СВАИ
Впервые -для уплотнения слабых водонасыщенных
глинистых грунтов известковые сваи были применены в
КНР. Эти сваи диаметром до 13 еле использовались при
строительстве небольших сооружений на водонасыщен-
ных лессах. В 1960 г. Б. Ф. Рельтов провел большие
натурные исследования известковых свай на строитель-
ной площадке Рижского электролампового завода, но
впервые в СССР известковые сваи были внедрены в
1965 г. По нашему проекту они были устроены в
основании промышленного объекта в Барнауле [4].
В последние годы эти сваи стали более широко приме-
няться при строительстве на водонасыщенных глинистых
грунтах.
Известковые сваи устраивают следующим образом.
В толще водонасыщенного глинистого грунта проходят
скважину диаметром 32—50 см. Если грунты не сохра-
няют вертикальных откосов, то скважины пробуривают
с обсадными трубами. Пробуренные скважины наполня-
ют негашеной комовой известью. При использовании об-
садной трубы известь в скважины засыпают таким обрэ'
зом, чтобы в трубе оставалась толщина слоя не менее
1 м и уплотняюг трамбовкой весом 300—400 кг, опуска-
емой внутрь трубы.
При этом способе устройства оснований слабые во-
донасыщенные глинистые и заторфованные грунты уп-
лотняются в несколько этапов.
Прежде всего они уплотняются погружаемой в грунт
трубой с закрытым концом. Трамбование засыпанной в
скважину негашеной извести (предварительно раздроб-
ленной до размеров 2—3 см) вызывает некоторое расши-
рение сваи в диаметре, что приводит к дополнительному
уплотнению грунта. Негашеная комовая известь при вза-
имодействии с поровой водой водонасыщенных глинис-
тых и заторфованных грунтов гасится и в процессе гаше-
ния в некоторых случаях диаметр известковой сваи уве-
личивается на 60—80%. Это также приводит к дополни-
тельному уплотнению окружающего водонасыщенного
грунта.
При гашении извести выделяется много тепла. Экспе-
рименты показали, что температура в свае достигает
300°С (Тахиров И. Г., 1971 г.). Под действием высокой
температуры из водонасыщенных грунтов испаряется
большое количество поровой воды, и в результате влаж-
11—1
161
иость уменьшается. При уменьшении степени влажности
до 0,7 можно уплотнять грунты тяжелыми трамбов-
ками. Наконец, взаимодействие негашеной комовой изве-
сти с грунтом приводит к физико-химическому закрепле-
нию грунтов в зонах, смежных с поверхностью сваи, при
этом прочностные и деформативные характеристики
грунтов увеличиваются. Как правило, сразу после уст-
ройства известковых свай грунт уплотняют тяжелыми
трамбовками, а над сваями отсыпают слой местного
грунта толщиной 2—3 м, также уплотняемого тяжелыми
трамбовками.
Необходимо отметить, что разные заводы выпускают
известь с различными свойствами. Для известковых свай
необходимо применять такую известь, активность кото-
рой больше 75%. Применение доломитовой извести для
известковых свай нецелесообразно.
В отличие от песчаных известковые сваи водонепро-
ницаемы, поэтому они действуют как дренаж в течение
короткого промежутка времени, пока происходит гаше-
ние извести. Поэтому в некоторых случаях целесообраз-
но устраивать известковые и песчаные сваи совместно.
Как уже упоминалось, известковые сваи были успеш-
но применены для уплотнения слабых водонасыщенных
лёссовых грунтов в основании строящегося цеха сталь-
ного литья в Барнауле. Лёссовые грунты залегали на
глубину около 30 м, имели текучую, мягкопластичную и
текучепластичную консистенцию, удельный вес
2,65 гс/см?, объемный вес 1,51—1,61 гс/см\ естественную
влажность 23—26%. Влажность грунтов на пределе рас-
катывания составляла 18—21%, на пределе текучести
25,7—29,5%. Модуль общей деформации был равен
10,3—15,7 кгс/см2, угол внутреннего трения 13—14°, а
сцепление 0,12—0,21 кгс/см2 (результаты испытания
грунтов по методике медленного сдвига на нормально
уплотненных образцах).
Первоначально предполагалось уплотнить грунты тя-
желыми трамбовками. Однако опытное уплотнение ос-
нования этим методом показало, что грунт при трамбо-
вании не уплотняется, а разрушается, и наблюдается
выпор грунта из-под трамбовки (степень влажности
грунтов равнялась 0,91—0,98). Поэтому в течение двух
месяцев 1966 г. было устроено 587 известковых свай дли-
ной 6—7 м (рис. III. 13) при помощи станка У ГБ-50-А.
Устройство такого количества скважин оказалось воз-
162
можным, потому что водонасыщенные лёссовые грун-
ты в течение суток хорошо сохраняли вертикальные стен-
ки скважины. Максимальная производительность станка
составляла 18 скважин за смену. Скважины засыпали
небольшими слоями негашеной комовой извести, раз-
дробленной на куски размером до 3 см. После укладки
каждого слоя его уплотняли трамбовкой весом 170 кг.
Рис. 111.13. Вил основания под цех завода в Барнауле после устрой-
ства известковых свай
Эту трамбовку, представляющую собой тяжелую трубу
с закрытым сферическим нижним днищем, сбрасывали
краном «Пионер» с высоты 1—2 м по 5—8 раз.
Известь привозили на площадку небольшими порция-
ми (для засыпки скважин в течение суток). Вначале ис-
пользовали известь с невысокой активностью (74%), а
впоследствии с активностью 77%. После окончания уст-
ройства известковых свай были пробурены скважины и
отобраны образцы грунта на различных расстояниях от
них. Лабораторные исследования этих образцов показа-
ли, что влажность грунта уменьшалась на 2—9% (см.
рис. III. 14), а прочность увеличивалась. Так, образцы,
отобранные между известковыми сваями и испытанные
на срез по такой же методике, как и до опыта, имели
угол внутреннего трения 17—20°, а сцепление 0,3—
0,37 кгс/см2 (вместо 13—14° и 0,12—0,21 кгс!см2). Mo-
ll
163
дуль общей деформации грунта, отобранного на расстоя-
нии 15 см от боковой поверхности известковой сваи, ока-
зался равным 65 кгс)см\ а грунта из участков между из-
вестковыми сваями — 29—38 кгс/см2.
Рис. 111.14. Изменение влажности грунтов основания под цехом заво-
да в Барнауле после устройства известковых свай
а — схема расположения свай и контрольных скважин; б — изменение влажно-
сти по глубине в центре свайного куста; в — то же, между сваями; 1 — до
устройства свай; 2— после устройства свай
б)

Рис. ill.15. Схема основания,
уплотненного известковыми
сваями
а — план; б — разрез по сваям;
/ — уплотненная грунтовая по-
душка; 2 — грунт, уплотненный
тяжелыми трамбовками; 3 — во-
донасыщенный лёсс
Общий план размещения известковых свай показан
на рис. III. 15. Уменьшение степени влажности грунта до
),75—0,8 позволило применить для уплотнения грунтов
тяжелые трамбовки. В результате трамбования поверх-
ность грунта снизилась на 35—42 см (отказ при трам-
бовании составлял 2,2—2,8 см). Поверху уплотненного
164
< н>и была устроена грунтовая подушка из местного суг-
линка с влажностью на пределе раскатывания. Грунто-
вую подушку отсыпали послойно (по 20 см) и уплотня-
ли катками.
После окончания строительства цеха давление под
фундаментом достигло 2,5 кгс/см2. При этом осадка
цеха на 1970 г. составила всего 12 см.
В связи с тем что на некоторых экспериментальных
\частках известковые сваи оказались неэффективными
(опыты Б. Ф. Рельтова и В. С. Сафрончик в Риге), автор
совместно с И. Г. Тахировым [4] провел эксперимен-
тальное изучение процессов, возникающих вокруг изве-
стковых свай при их устройстве в водонасыщенных лёс-
совых грунтах. Опытная площадка в районе пос. Бустон
Тадж. ССР на глубину до 12 м была сложена водонасы-
щенными лёссовыми суглинками, имеющими примерно
одинаковые характеристики сжимаемости по глубине
слоя. Физико-механические свойства лёссовых суглинков
на глубине 4—5 м характеризовались следующими по-
казателями.
Объемный вес у 1,7—1,81 гс/см3
Влажность W 24,7—27,9%
Предел пластичности: на границе текучести WT 26—31%
на границе раскатывания W'p . 18-21%
Коэффициент пористости е 0,797—0,938
Степень влажности G 0,9-0,95
Модуль общей деформации Ео 17 кгс/см2
Угол внутреннего трения <р . 9 —10°30'
Сцепление с . . 0,07—0,12 кгс/см2
На площадке были устроены два куста известковых
свай (8 свай в кусте при рассгояниях между центрами
свай 2 м) и несколько одиночных известковых свай
(рис. III. 16). Сваи на глубину 3—5,5 м устраивали при
помощи металлической обсадной трубы (внутренним
диаметром 265 мм) с оставляемым в грунте железобетон-
ным башмаком. Активность негашеной извести, которой
заполняли трубу перед ее извлечением, составляла око-
ло 80% (содержание MgO-}-CaO), а затем ее уплотня-
ли в скважине трамбовкой весом 80 кг.
Чтобы выявить термическое воздействие известковой
сваи на окружающие водонасыщенные грунты^ вокруг
165
нее, а также в теле сваи устанавливали температурные
датчики. Точность измерения температур составляла 1°С.
Процессы уплотнения водонасыщенных лёссовых
грунтов в процессах забивки металлической трубы и
[ п 2м в | , 2м [
| , 2м г | 2м
Рис. 111.16. План экспериментальной площадки с известковыми
сваями
1 — сваи диаметром 265 мм; 2 — датчики температуры; 3 — датчики порово-
го давления
5, сп
Рис. 111.17. Изменение сжимае-
мости грунтов на опытной пло-
щадке (пос. Бу стон Тадж. ССР)
при устройстве известковых
свай
1 — испытание грунта до устройства
известковых свай штампом пло-
щадью 10 тыс. см2; 2 — то же, пос-
ле устройства свай
гашения извести исследовались с помощью датчиков,
измеряющих давление в поровой воде (конструкции
МИСИ). Точность измере-
ния порового давления сос-
тавляла 10—20 гс!см2.
Для определения дефор-
мативных характеристик во-
донасыщенных лёссов после
упрочнения их известковы-
ми сваями через 36 дней
грунты были вновь испыта-
ны штампом площадью
10 тыс. см2. Результаты ис-
пытания грунтов до и после
их упрочнения приведены
па рис. 111.17.
После устройства сваи на
различном расстоянии от ее
боковой поверхности были
отобраны образцы. Иссле*
дования их показали, что
прочность и сжимаемость
грунта существенно меня-
1б9
юте я в зависимости от расстояния до боковой поверх-
ности известковой сваи. Так, образцы, отобранные на
расстоянии 0,35 м, характеризовались углом внутренне-
|о трения 16—22° и сцеплением 0,35—0,43 кгс!см2, На
расстоянии 0,7 м угол внутреннего трения образцов грун-
i.'i был равен 14—17°, а сцепление 0,18—0,25 кгс!см2.
: ДРЕНИРУЮЩИЕ ПРОРЕЗИ
При устройстве сооружений большой площади на
слое сильносжимаемых водонасыщенных глинистых
। рентой толщиной до 7 м для вертикального дренажа
Рис. 111.18. Схема работы дренирующих прорезей
I песчаная подушка; 2— песчаные дренажные прорези (стрелками пока-
|.|но движение воды к дренажным поверхностям)
шачительно экономичнее вместо многочисленных верти-
кальных песчаных дрен устраивать вертикальные пес-
чаные прорези.
Вертикальные дренажные прорези представляют со-
бой траншеи глубиной до 5,5 м и шириной 60—80 см, за-
сыпанные дренирующими материалами (обычно пес-
ком). Над вертикальными дренирующими прорезями от-
сыпают горизонтальную дренирующую (песчаную) по-
душку (рис. III. 18).
В 30-х годах как в нашей стране, так и за рубежом
при строительстве дорог на участках, сложенных торфа-
ми, с внутренней стороны контура подошвы насыпи до
се отсыпки иногда устраивали две (или более) траншеи,
«всыпанные песком. Этот метод подготовки основания
под насыпями дорог был известен как «способ Шталя».
167
Однако отсутствие расчета вертикальных прорерзей
обусловило крайне редкое их применение в практике до-
рожного строительства, при этом дренажные прорези
размещали только конструктивно. Для обоснованного
использования дренажа этого типа нами разработан ме-
тод расчета вертикальных дренажных прорезей с учетом
структурной прочности сжатия и начального градиента
напора слабых водонасыщенных глинистых грунтов (см.
далее п. 7 главы IV).
Большой парк высокопроизводительных траншейных
экскаваторов позволяет сейчас устраивать дренажные
прорези на глубину 5,5 м. В СССР и за рубежом созда-
ны модели цепных экскаваторов, позволяющие отрывать
траншеи глубиной до 7,5 м, и модели роторных экскава-
торов (глубина отрывания до 3,5 м). Минимальная ши-
рина траншеи, которую отрывает роторный экскаватор
составляет 0,2 м. Цепные экскаваторы отрывают тран-
шеи (щели) шириной до 5 см.
Цепные многоковшовые и скребковые траншейные
экскаваторы отрывают траншеи с ровными стенками и
гладким дном. Стоимость отрывки этим экскаватором в
2—2,5 раза меньше стоимости отрывки траншеи одноков-
шовым экскаватором.
В СССР выпускаются следующие модели цепных
траншейных экскаваторов: ЭТН-124, ЭТН-171, ЭТН-354.
В ближайшее время намечено выпустить девять новых
моделей. Траншейные экскаваторы изготавливаются так-
же в США, Англии и ФРГ.
Скребковые траншейные экскаваторы применяются
для устройства узких траншей (шириной до 40 см), а
многоковшовые — для траншей шириной 40 см и более.
В зависимости от прочностных характеристик слабых
водонасыщенных глинистых грунтов, в которых устраи-
ваются дренажные прорези, можно применять траншей-
ные экскаваторы на обычном и уширенно-удлиненном
гусеничном ходу (рис. III. 19), а также на пневмоколес-
ном ходу.
Так как при устройстве прорезей в водонасыщенных
слабых грунтах основания часто приходится отрывать
траншеи с откосами, то на многоковшовые траншейные
экскаваторы обычно устанавливают дополнительное обо-
рудование (наклонные шнеки и активные режущие цепи).
Иногда вместо механизмов для устройства пологих от-
косов применяется оборудование для рытья траншей со
168
ступенчатыми стенками (рис. III.20). Это оборудование
представляет собой несколько поперечных горизонталь-
ных шнеков различной длины, смонтированных на ков-
шовой раме.
Для устройства дренажных прорезей на глубину до
2.П--3 м можно применять роторные экскаваторы. Про-
Рис. 111.19. Траншейный экскаватор на уширенном гусеничном ходу
Рис. 111.20. Схема сменного оборудования (наклонные шнеки) для
устройства траншей с откосами и со ступенчатыми стенками
и — наклонные шнеки для рытья траншей с откосами; б —активные режущие
цепи для образования откосов; в — горизонтальные поперечные шнеки различ-
ной длины для рытья траншей со ступенчатыми стенками
пзводительность роторных экскаваторов высокая, так
как ковши жестко закреплены на раме и возможна бо-
лее высокая скорость резания. Однако роторные экскава-
торы имеют в большинстве случаев большие габариты и
больший вес, чем цепные экскаваторы.
Роторные траншейные экскаваторы могут применять-
ся для отрытия траншей прямоугольного профиля и с нак-
лонными стенками. Рабочий орган роторных экскавато-
169
ров может быть ковшовым или фрезерным. Фрезерные ра-
бочие органы применяются для отрывки траншей до
глубины 1,5 м. Траншейные роторные экскаваторы быва-
ют навесными и полуприцепными. Полуприцепные обо-
рудованы сзади дополнительной пневмоколесной тележ-
кой, снижающей давление на тягач от рабочего органа.
Следует, однако, заметить, что дополнительная тележка
ухудшает маневренность машины.
Отрытые траншеи сразу же засыпают песком или
песчано-гравийной смесью бульдозерами, автомобильны-
ми и тракторными погрузчиками или прямо из самосва-
лов. Как показала практика, наименее удобен для за-
сыпки бульдозер, так как он часто приводит к обрушению
откосов траншеи. Анализ работы различных машин при
устройстве дренажных прорезей показывает, что наибо-
лее эффективны одноковшовые тракторные автопогруз-
чики типа Т-107 и Т-157 на базе трактора С-80.
Технология производства работ по заполнению дре-
нажных прорезей заключается в следующем. При дви-
жении погрузчика ковшом вперед ковш заполняется
песчано-гравийной смесью и поднимается лебедкой до
положения, необходимого для перемещения груженого
ковша (на угол 45°). Затем погрузчик задним ходом
движется к дренажной прорези, останавливается, и ковш
перемещается в верхнее положение для разгрузки. Пес-
чано-гравийная смесь или песок высыпается из ковша в
лоток, расположенный в задней части трактора, а с лот-
ка падает в траншею.
Следует отметить, что по сравнению с вертикальны-
ми песчаными дренами сплошные дренажные прорези
требуют значительно большего количества песка и мо-
гут устраиваться на значительно меньшую глубину. К
достоинствам метода следует отнести простоту устрой-
ства дренажных прорезей, высокие темпы производства
работ, возможность полностью механизировать все ра-
боты по устройству прорезей.
Опыт показал, что вертикальные дренажные проре-
зи, засыпанные песком, целесообразно устраивать в тех
случаях, когда слой слабых водонасыщенных глинистых
грунтов залегает на глубину до 6 jw, а также когда сжи-
маемая зона не превышает 6 м.
Дренажные прорези, засыпанные песком, обычно ус-
траиваются в тех районах, где дренирующий материал
(песок, шлак) имеет низкую стоимость, а также в тех
170
случаях» когда вертикальный дренаж должен быть уст-
роен в сжатые сроки и слабые грунты основания позво-
ляют создавать прорези с крутыми откосами.
В некоторых случаях возможно совместное устрой-
ство вертикальных дренажных прорезей (на небольшую
глубину) и вертикальных дрен. При таком сочетании бы-
гтроунлотняемая верхняя толща слабых грунтов служит
как бы «жесткой плитой», которая равномерно садится
в процессе отжатия воды из глубоких слоев в вертикаль-
ные дрены.
Для ускорения консолидации слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтов дренажные прорези применялись
при строительстве больших резервуаров (район г. Унеча
и г. Новокузнецка), при строительстве дорог и неболь-
ших сооружений на Западно-Сибирском металлургичес-
ком комбинате, при строительстве дорог на заторфован-
них участках Московской области и в некоторых других
районах СССР [55].
Глава IV
РАСЧЕТЫ КОНСОЛИДАЦИИ ОСНОВАНИЙ
ИЗ СЛАБЫХ ВОДОНАСЫЩЕННЫХ ГЛИНИСТЫХ
ГРУНТОВ ПРИ УСТРОЙСТВЕ ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ДРЕН, ДРЕНАЖНЫХ ПРОРЕЗЕЙ, ПЕСЧАНЫХ
И ИЗВЕСТКОВЫХ СВАЙ
1. О ПРИМЕНИМОСТИ ТЕОРИИ ФИЛЬТРАЦИОННОЙ
КОНСОЛИДАЦИИ К СИЛЬНОСЖИМАЕМЫМ
ВОДОНАСЫЩЕННЫМ ГЛИНИСТЫМ ГРУНТАМ
Теория фильтрационной консолидации, в которой в
качестве основной модели основания рассматривался
двухфазный грунт с нарушенной структурой — «грунто-
вая масса», с момента своего появления стала применять-
ся для расчетов уплотнения грунтов самых различных
видов во времени. Однако исследования Н. А. Цытовича,
М. Н. Гольдштейна, М. В. Малышева и др. показали, что
теория фильтрационной консолидации не применима ко
всем видам грунтов. Наилучшее совпадение расчетных
данных по теории фильтрационной консолидации с на-
блюдаемыми осадками сооружений во времени относит-
ся к тем случаям, когда в качестве оснований сооруже-
ний используются слабые водонасыщенные глинистые
грунты.
Водонасыщенные глинистые грунты уплотняются в
результате действия двух факторов: во-первых, фильтра-
ционных процессов консолидации, связанных с вытесне-
нием поровой воды из толщи уплотняемых глинистых
грунтов, и во-вторых, процессов вторичной консолида-
ции, учитывающей вязкопластичные свойства скелета
грунта, связанной воды и пластические сдвиги частиц
скелета в процессе уплотнения.
Работы М. Н. Гольдштейна [17], Тан-Тьонг-Ки [50]
и др. показали, что фильтрационная и вторичная консо-
лидация в водонасыщенных грунтах происходят одновре-
менно, причем не полностью водонасыщенные грунты уп-
лотняются с отклонением от законов фильтрационной
консолидации.
С целью исследования возможности применения тео-
рии фильтрационной консолидации для расчета основа-
ний, сложенных слабыми водонасыщенными глинистыми
грунтами, автор провел ряд экспериментальных работ.
172
Так, многие исследователи неоднократно отмечали, что
отношение между временем уплотнения и высотой уплот-
няемого образца в .опытах отличается от зависимости,
принятой в теории фильтрационной консолидации,— вре-
мя уплотнения прямо пропорционально квадрату толщи-
ны уплотняемого слоя грунта. Для изучения влияния вы-
соты образцов сильносжимаемых водонасыщенных грун-
тов на время консолидации нами были поставлены спе-
циальные эксперименты. Образцы грунта нарушенной
структуры (пасты) хвалынской глины и глины неокома,
а также из органо-минерального (Рига) и речного (Ар-
хангельск) ила с ненарушенной структурой имели
высоту 2; 4; 6; 8; 10 и 12 см. Физико-механические
характеристики грунтов приведены в главе П. Все
опыты проводились под водой.
Компрессионные испытания показали, что при давле-
ниях 1 кгс!см2 и выше (до достижения 70—80% консоли-
дации) время консолидации прямо пропорционально
квадрату высоты образцов. Следует отметить, что для
грунтов нарушенной структуры даже при нагрузках
0,3 кгс!см2 зависимость между временем консолидации
н квадратом высоты образцов оставалась достаточно
четкой.
При обжатии сильносжимаемых грунтов с ненарушен-
ной структурой (речной ил из Архангельска, органо-ми-
неральный ил из Риги и др.) малыми нагрузками (0,5—
0,8 кгс/см2), близкими по величине структурной прочнос-
ти сжатия грунтов рстр , было установлено заметное от-
клонение опытных данных от теории фильтрационной
консолидации. Это явление может быть объяснено спе-
цифическими структурными особенностями глинистых
грунтов природного сложения, рассмотренными в главе I.
В то же время при обжатии сильносжимаемых водона-
сыщенных грунтов ненарушенной структуры давлениями,
превышающими структурную прочность сжатия этих
грунтов (в диапазоне до 0,5 кгс/см2), до достижения 70—
80% консолидации расчеты по теории фильтрационной
консолидации, как правило, достаточно хорошо совпа-
дают с результатами экспериментов.
Необходимо отметить, что минералогический состав
глинистых грунтов существенно определяет возможность
применения теории фильтрационной консолидации к гру-
нтам. Так, для паст илитовой глины (е=1,82) экспери-
ментальные данные совпадали с расчетами по теории
173
фильтрационной консолидации до достижения 85%, для
паст из каолинита—до 80%, а для монтмориллони-
та—-до 55% консолидации (при давлении до 5 кгс!см2).
Очевидно, что хотя фильтрационная и вторичная кон-
солидация протекают одновременно, для сильносжимае-
мых водонасыщенных глинистых грунтов на первой ста-
дии уплотнения (степень консолидации менее 0,7—0,8)
решающая роль принадлежит фильтрационной консолн-
ции, а на второй стадии уплотнения (степень консолида-
ции изменяется в интервале от 0,8 до 1) основная роль
принадлежит вторичной консолидации.
Экспериментальные исследования, проведенные в по-
левых и лабораторных условиях на слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтах Риги, Мурманска, г. Фао (Ирак)
и др., показали, что различные грунты (даже сильносжи-
маемые) уплотняются по-разному. Осадка некоторых из
них практически полностью затухает после падения по-
рового давления до нуля или до постоянной величины.
Осадка других продолжается и после этого и достигает
80% осадки, обусловленной фильтрационной консолида-
цией. Этот вопрос весьма важен, так как тот или иной ме-
тод уплотнения грунтов выбирается в зависимости от ха-
рактера их уплотнения и причин, их вызывающих. Как
было указано в главе III, если уплотнение грунтов оп-
ределяется отжатием воды из водонасыщенного основа-
ния, то для уплотнения основания следует применять вер-
тикальные песчаные дрены, песчаные подушки и т. п. Ес-
ли однако большая часть осадки (более 40%) основания
обусловлена процессами вторичной консолидации, при-
менение этих методов нецелесообразно и основания сле-
дует уплотнять песчаными и известковыми сваями, элек-
трохимическими методами и т. д.
Следует отметить, что в последние годы было проведе-
но много исследований, посвященных ползучести грун-
тов при сдвиге, так как эта проблема связана с устойчи-
востью откосов, оползнями, длительной прочностью ит. п.
К сожалению, проблеме ползучести грунтов при сжатии,
т. е. изучению процессов вторичной консолидации, уделя-
ется очень мало внимания. Автор совместно с А. 3. Попо-
вым в 1969—1972 гг. исследовал ползучесть слабых гли-
нистых грунтов при их сжатии (вторичная консолида-
ция).
Для решения этой проблемы были созданы экспери-
ментальные стенды с компрессионным прибором, рассчи-
174
тинным на испытание образца площадью 60 см2 и высо-
той до 3 см.
Поровое давление в опытах измерялось на нижнем
горце образца в условиях одномерной задачи консоли-
дации гидравлическим и струнным датчиками (рис. IV.1),
которые обеспечивали точность измерения до 10 гс!см2.
Осадку штампа компрес-
сионного прибора опреде-
ляли двумя индикатора-
ми часового типа с точно-
стью измерения 0,001 мм.
Опыты проводились по
следующей схеме: образ-
цы грунта с ненарушен-
ной структурой помещали
в компрессионный при-
бор экспериментального
стенда и загружали дав-
лением, при котором ис-
следовались процессы
ползучести при сжатии.
Опыты проводились по
открытой системе, т. е. при
возможности отжатия по-
ровой воды из уплотняе-
мого в компрессионном
приборе образца к верх-
нему пористому штампу.
Продолжительность опы-
та достигала трех—шес-
ти месяцев. За стабилиза-
цию осадки образца грун-
Рис. 1V.I. Схема компрессионных
приборов для определения харак-
теристик ползучести грунтов при
сжатии
а — с гидравлическим датчиком; б — со
струнным датчиком; / — образец грун-
та; 2 — корпус прибора; 3 —пористый
камень; 4 — перфорированный штамп;
5 — мессуры; 6—нуль-индикатор; 7—ци-
линдр давления; 8— манометр; 9— струн-
ный датчик
та при данном давлении
принималась скорость осадки, равная 0,001 мм за чет-
веро суток. Более 30 испытаний образцов ила из Мур-
манска, оз. Сиваш и г. Фао (физико-механические свой-
ства этих грунтов приведены в главе I) показали сле-
дующее. Осадка, обусловленная процессами фильтра-
ционной консолидации, для илов оз. Сиваш составляет
87—93%, для илов г. Фао (Ирак)—78—89%, а для илов
с макропористой структурой из Мурманска—56—71%
общей величины осадки. Таким образом, очевидно, что
грунты различного происхождения, состава и физико-
механических свойств характеризуются различной сте-
175
пенью ползучести при сжатии (вторичной консолида-
ции), и для выбора методов уплотнения грунтов необхо-
димо точно знать, какую часть от общей осадки состав-
ляет осадка, определяемая процессами вторичной кон-
солидации’
Совершенно очевидно, что опыты по установлению ро-
ли вторичной консолидации занимают длительное время
(несколько месяцев), трудоемки и дорогостоящи. В связи
с этим в настоящее время автором и А. 3. Поповым раз-
работаны новые методы определения характеристик вто-
ричной консолидации слабых водонасыщенных глинистых
грунтов с использованием прибора для измерения рела-
ксации напряжений. По предлагаемой методике доля
осадки, определяемая процессами фильтрационной кон-
солидации, и доля осадки, обусловленной процессами
вторичной консолидации, определяется за 4—6 суток,
так как экспериментально доказано, что кривые измене-
ния осадки во времени при ползучести грунтов в процессе
сжатия подобны кривым падения напряжений в об-
разцах того же грунта при том же напряженном состоя-
нии. Используя предложенные методы, можно достаточ-
но быстро определить и характеристики ползучести грун-
тов при сжатии.
Анализ затухания осадок различных гражданских и
промышленных сооружений, расположенных на водона-
сыщенных глинистых грунтах в Риге, Мурманске, Фао
(Ирак), Кемерово и др., показал, что фактические осад-
ки по величине и скорости достаточно хорошо совпада-
ют с осадками, рассчитанными с учетом вторичной кон-
солидации. При этом в расчетах использовались харак-
теристики ползучести при сжатии грунта, определяемые
по изложенной выше методике.
Однако следует отметить, что при строительстве со-
оружений на илах в различных районах СССР в подав-
ляющем большинстве случаев осадка, обусловленная
процессами вторичной консолидации, составляет всего
5—15% общей величины осадки, и поэтому расчеты, вы-
полненные по теории фильтрационной консолидации, по-
лучаются достаточно строгими.
2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ВЕРТИКАЛЬНЫХ ДРЕН
Все существующие расчеты оснований с вертикаль-
ными дренами базируются на теории фильтрационной
176
консолидации. Расчеты заключаются в определении сте-
пени уплотнения (консолидации) грунтов основания под
воздействием внешней нагрузки в любой момент време-
ни. При этом принимается следующая схема работы
вертикальных дрен. В толще водонасыщенного глинис-
того грунта дрены расставлены по вершинам равносто-
роннего треугольника. Под воздействием внешней на-
грузки вода отжимается из глинистого грунта горизон-
Рис. IV.2. Схема расчета вертикальной дрены
и — план размещения песчаных дрен: б — сечение расчетного грунтового цн*
лннлра с дреной по оси
тально в дрену — грунт уплотняется. В тех случаях, когда
над дренами устроена песчаная подушка, вода отжи-
мается в дрены и подушку одновременно.
В расчете рассматривается работа одной дрены. Для
'••того в грунтовом массиве плоскостями, ограничиваю-
щими сферу действия одной дрены от другой, вырезают
призматический блок глинистого грунта так, чтобы дре-
на находилась по вертикальной оси блока (рис. IV. 2).
Таким образом, при решении задачи ускорения кон-
солидации при устройстве вертикальных дрен совмест-
но с песчаной подушкой приходится решать одновремен-
но две задачи: 1) задачу консолидации при движении
отжимаемой воды вертикально вверх в песчаную подуш-
ку и 2) задачу консолидации при осесимметричном дви-
жении воды в вертикальную дрену. Рассмотрим несколь-
ко основных методов расчета.
12-1
177
Методы К. Терцаги и Л. Рендуллика. Вопросы консо-
лидации при передвижении воды из слоя водонасыщен-
ного грунта вертикально вверх (одномерная задача уп-
лотнения) была рассмотрена К- Терцаги и Н. М. Герсе-
вановым. Основное уравнение имеет следующий вид:
f = (IV.2.1)
где и — избыточное давление (сверх гидростатического)
в поровой воде или поровое давление;
t— время консолидации;
с2—коэффициент консолидации при отжатии воды
только в вертикальном направлении:
* = -**-;
Vb °oz
k2—коэффициент фильтрации грунта в вертикаль-
ном направлении;
а02 — приведенный коэффициент сжимаемости грун-
та в вертикальном направлении:
de 1
Z дрг 1 + е0
ув — объемный вес воды;
е0 — начальный коэффициент пористости.
Эта задача обычно решалась методом Фурье. Част-
ные решения с учетом влияния различных факторов бы-
ли даны Б. П. Поповым, В. А. Флориным [52], Д. Е. Поль-
шиным [15], Био и др.
В 1934 г. Л. Рендуллик [59] рассмотрел осесиммет-
ричную задачу пространственной теории консолидации
для случая радиальной фильтрации отжимаемой воды к
вертикальной дрене радиусом г0, находящейся в центре
грунтового цилиндра радиуса R. Уравнение было запи-
сано в следующем виде:
— = с, —У (IV.2.2)
dt '\г дг дгг/ ' ’
где г — переменный радиус;
сг — коэффициент консолидации при отжатии воды
только в радиальном (горизонтальном) направ-
лении:

kr
178
kr— коэффициент фильтрации грунта в горизонталь-
ном направлении;
аиг—приведенный коэффициент сжимаемости грун-
та в горизонтальном направлении.
При решении этого уравнения были приняты следую-
щие граничные условия.
1. Через внешнюю боковую поверхность грунтового
и ил индра движения воды не происходит, т. е. при r=R
tht/()r=O.
2. Вертикальная дрена абсолютно водопроницаема,
г. е. при г «=0.
Решение этой задачи проводилось по аналогии с ре-
шением задач теплопроводности с использованием функ-
ции Бесселя.
Общее решение задач предложено Л. Рендулликом
и следующем виде:
“ -сг&
tl = X е ^0 (tli г),
1
где — коэффициент ряда Фурье;
tii — корни уравнения
Л (nR) Yo (nr0) - Jo (nr0) Y± (nr) = 0.
Здесь Jo («''о)» Ji(nR)t Yo(nro) и Yi(nR)—функции
Бесселя и Неймана нулевого и первого порядков;
(/«(п/г)—функция-от функции Бесселя и Неймана.
Приведенное решение дает возможность определить
норовое давление в любой точке грунтового массива
и любой момент времени. В дальнейшем, практическое
использование этого решения было облегчено составле-
нием графиков для различного отношения R/r0
(рис. IV.3).
Теоремы Н. Карилло. В 1942 г. Н. Карилло [51] до-
казал следующую теорему. Если функция Wi=fi (г, 0
есть решение уравнения, описывающего симметричный
радиальный поток:
— = с (— + — - — Y а функция 0 является
д1 \дг* г дг /
решением уравнения линейного потока
()и д2и .
—- — с—, то функция w=uiu2 является решением для
от дг*
случая трехмерного течения, симметричного относительно
оси z. Оно может быть описано уравнением
12*
179
ди _ с /&и . 1 ди . д2ы\
dt г ’ дг Ф дг2/
Рассматривая осесимметричную задачу уплотнения
некоторого цилиндра водонасыщенного грунта конечной
длины, Н. Карилло доказал вторую теорему, по которой
решение задачи может быть представлено в виде:
— = <Р1(Н)Ч>2('-/)=—. (IV.2.3)
ынач инач инач
где и — поровое давление в любой точке грунтового ци-
линдра в момент времени t.
Рис. 1V.3. Графики решений уравнений К. Терцаги и Л. Рендуллика
В этом случае вода отжимается в дрену и дренирую-
щие поверхности на основаниях цилиндра.
В момент времени /=0во всех точках грунтового ци-
линдра (кроме дрены и дренирующих поверхностей)
ц/ннач =1- На водопроницаемых дренирующих поверхно-
стях при н/цнач=0.
Таким образом, на основе теорем Н. Карилло сте-
пень консолидации в любой точке грунтового цилиндра,
равная отношению порового давления в момент времени
t к начальному поровому давлению, может быть рас-
смотрена как произведение двух отношений: отношения
порового давления, обусловленного только радиальной
фильтрацией в момент времени t к начальному поровому
180
давлению и отношения порового давления, обусловлен-
ного только вертикальной фильтрацией в момент време-
ни /, к начальному поровому давлению.
Теоремы Н. Карилло упростили задачу пространст-
венной консолидации при устройстве вертикальных дрен.
Отдельно рассматривается задача консолидации при дви-
жении отжимаемой воды вертикально вверх (одномер-
ная задача) и отдельно решается задача консолидации
при движении воды горизонтально в дрену (осесиммет-
ричная задача). Полученные решения можно совместить
по теореме Н. Карилло:
1 — V = (1 — V.) (1 — УД (IV.2.4)
где V — степень консолидации (отношение осадки за
время t к конечной величине осадки) при дви-
жении отжимаемой воды в вертикальном и го-
ризонтальном направлениях;
Уг— степень консолидации при движении отжимае-
мой воды только в вертикальном направлении;
Уг — степень консолидации при движении отжимае-
мой воды только в горизонтальном направ-
лении.
Используя теоремы Н. Карилло, К- Терцаги предло-
жил методику расчета вертикальных дрен с песчаной по-
душкой [51].
Решения Р. Баррона. В 1947 г. Р. Баррон [57], поль-
зуясь методикой расчета, предложенной Л. Рендулликом,
дал решения задачи консолидации грунтов при устройст-
ве вертикальных дрен для различных условий: 1) с уче-
том влияния зон перемятости грунта, которые образуют-
ся при погружении обсадной трубы в смежных (контакт-
ных) областях с боковой поверхностью трубы;
2) с учетом влияния гидравлического сопротивления дре-
нирующего материала. Р. Баррон также дал решения
для вертикальной песчаной (идеальной) дрены в случае,
когда поверхность грунта произвольно деформируется
(свободная деформация) и когда поверхность грунтово-
го уплотняемого массива испытывает равномерную осад-
ку (случай равных вертикальных деформаций). При рас-
смотрении этих задач Р. Баррон целиком повторяет рас-
чет Л. Рендуллика и К- Терцаги, получает подробные
расчетные таблицы и приводит дополнительные расчет-
ные графики.
181
В основе работы Р. Баррона лежат следующие пред-
посылки:
1) фильтрация отжимаемой воды протекает в соот-
ветствии с законом Дарси
оф = kJ;
2) зоной влияния одной дрены является круг;
3) в момент времени /=0 вся нагрузка воспринимает-
ся поровой водой;
4) деформация грунта происходит только в вертикаль-
ном направлении;
5) нагрузка прикладывается мгновенно и равномерно
распределяется по всей площади влияния дрены.
Иными словами, рассматривается осесимметричная
задача консолидации грунтового цилиндра, по вертикаль-
ной оси которого расположена дрена.
При рассмотрении случая свободной деформации для
идеальной вертикальной дрены Р. Баррон приводит ре-
шение Л. Рендуллика в виде графиков для среднего зна-
чения избыточного порового давления иг по диаметру
цилиндра. Кривые uft которые соответствуют только ра-
диальному фильтрационному потоку в зависимости от
отношения п диаметра дрена d0 к диаметру зоны дейст-
вия одной дрены D и фактора времени Тг = ана*
логичного критерию Фурье в задачах теплопроводности,
а также кривая избыточного порового давления uz толь-
ко от вертикального фильтрационного потока (решение
К. Терцаги) в зависимости от фактора времени Tz =
Л(1-4-еМ two
= —1—были приведены на рис. IV.3.
Суммарное среднее избыточное поровое давление
«г.г при одновременном действии вертикального и ради-
ального фильтрационных потоков в любой момент вре-
мени t рекомендуется определять по формуле Н. Ка-
рилло
u*±£-. (IV.2.5)
«нач
Для случая равных вертикальных деформаций, т. е.
при условии, что осадка всех точек поверхности имеет
одинаковую величину, решение для иг имеет следующий
вид:
и, = fa2 In (IV.2.6)
' & F (и)\ г0 2 )’ * '
182
где и = ulla4 — среднее избыточное поровое давление;
и0 — начальное избыточное поровое давле-
ние;
* — 8ТГ т', \ п2 1 / \ Зп2—1
X =------F (ri)~--------In (n)-------;
F(n) ’ v ' (n2 —1) 4n2
n — любое число;
Tr — фактор времени для радиального по-
тока.
Влияние зоны перемятости, представляющей собой зо-
ну нарушения (а отчасти и уплотнения) грунта, непосред-
ственно расположенного вблизи дрены, учитывается
следующим образом. В задаче рассматривается дрена,
окруженная двумя полыми цилиндрами уплотняемого
грунта. Один цилиндр — из перемятого грунта вокруг
дрены с фильтрационными и деформативными характе-
ристиками, отличающимися от характеристик уплотняе-
мого массива грунта. Второй полый грунтовой цилиндр
непосредственно окружает первый. Консолидация грунта
второго цилиндра осложнена тем, что отжимаемой воде
приходится преодолевать дополнительное сопротивление
при фильтрации через первый цилиндр в дрену. Для уп-
рощения задачи Р. Баррон принимает допущение, что
зона перемятости имеет однородные свойства и что
уплотнение этой зоны происходит мгновенно.
Решение этой задачи сводится к раздельному рас-
смотрению уплотнения двух полых грунтовых цилиндров
с различными характеристиками, а затем решение этих
задач совмещается. Причем решение дано Р. Барроном
для случаев свободной и равных деформаций.
Для случая свободной деформации решение имеет
следующий вид:
= ----------j-f-2------------------(IV.2.7)
«= а‘(«2 -S2)
где UQ(aS)U1(aS)—линейные комбинации функций
Бесселя нулевого и первого по-
рядков;
а2» аз — корни уравнения
Ast/<,(gS) _ (aS) = 0;
*,aSln(S) '
р* = — 4n2a2Tr;
183
s = —;
Го
re—^ радиус зоны перемятости грунта;
г0—радиус вертикальной дрены.
Для случая равных вертикальных деформаций реше-
ние представлено Р. Барроном в виде
R — радиус действия дрены.
Решение с учетом сопротивления дренирующего ма-
териала в скважине дано для случая равных вертикаль-
ных деформаций. С учетом зоны перемятости и сопротив-
ления дрены общее решение представлено в следующем
виде:
+ Ins] + 1 - f (z)j, (IV.2.9)
где иг = иое — среднее избыточное поровое давле-
ние между R и г8 на глубине z;
1Н-е“2₽Я
1
Р L W2* J ;
/?Др — коэффициент фильтрации дренирую-
щего материала вертикальной дрены.
Метод В. Киельмана. В 1948 г. В. Киельман [58] дал
расчет для определения расстояния между картонными
дренами. В этом случае дрены работают без горизон-
тальной песчаной подушки, поэтому отжимаемая вода
движется из уплотняемого грунта только в горизонталь-
ном направлении (по радиусу) в дрену.
164
Рассматривая задачу консолидации Для случая рав-
ных вертикальных деформаций, В. Кие л ьм ан предлагает
следующую методику расчета:
1) вычислить конечную осадку;
2) определить степень консолидации в любой момент
времени по формуле
У=1—е е
(IV.2.10)
где
185
cr— коэффициент консолидации грунта;
L — расстояние между дренами;
г0 — радиус вертикальной дрены.
Для определения радиуса дрены г0 и расстояния меж-
ду дренами L В. Киельман предлагает составленные им
графики (рис. IV.4).
На графике а дается зависимость между g, време-
нем t и степенью консолидации V, по графику б в зави-
симости от m=gcr можно определить соответствующие
комбинации радиуса дрен и расстояния между ними.
Несмотря на то что при выводе формулы (IV.2.10)
В. Киельман пользовался грубыми приближениями (нап-
ример, заменял площадь квадрата площадью круга и
т. п.), однако, как показали наблюдения за осадками,
расчеты по методу В. Киельмана хорошо совпадают с
натурными данными. Расхождения наблюдаются только
при длительной работе дрен: в большинстве случаев
осадка стабилизировалась в более сжатые сроки и име-
ла меньшие значения, чем это предсказывалось расче-
том.
Метод А. М. Рустейки. А. М. Рустейка, изучая приме-
нение песчаных свай для дренирования оснований, рас-
сматривает решение уравнения консолидации для прост-
ранственной задачи на основе общей теории уплотнения
земляной среды В. А. Флорина [52].
Основное уравнение консолидации для случая прост-
ранственной задачи имеет (по В. А. Флорину) следую-
щий вид:
—------=----------L . L±^£P_div fcgradtf, (IV.2.11)
dt 3Tb dt yB ds 6
3d0
где H =—------напорная функция;
Тв
и — избыточное поровое давление в момент
времени /;
0* — сумма главных напряжений в скелете
грунта в предположении мгновенной ста-
билизации деформаций;
0 — сумма главных напряжений в скелете
грунта в момент времени /, (0=0*—3 и);
ув — объемный вес воды;
186
k— коэффициент фильтрации;
de I
— =---------a\
30 1 + 2£ ’
a— коэффициент уплотнения;
E— коэффициент бокового давления.
Решая это уравнение методом конечных разностей
и используя граничные условия Л. Рендуллика и К- Тер-
цаги, А. М. Рустейка получил решение, которое позволя-
ет установить влияние постепенного возведения сооруже-
ния (нагрузка прикладывается постепенно с течением
времени и учитывать неоднородность основания.
Задача уплотнения основания вертикальными песча-
ными дренами рассматривается А. М. Рустейкой как ча-
стный случай решения пространственной задачи консо-
лидации методом конечных разностей. При этом в узлах
сетки, через которые проходит дрена и песчаная подуш-
ка, задаются нулевые значения напоров в течение всего
времени уплотнения.
А. М. Рустейка рассматривает задачу только для слу-
чая свободной деформации. Для упрощения расчетов им
разработаны 58 таблиц и специально сконструированный
трафарет.
В последние годы Ю. К. Зарецким, Н. А. Цытовичем
и 3. Г. Тер-Мартиросяном получены решения для осесим-
метричной задачи теории консолидации. В них учитыва-
ется вторичная консолидация грунтов, сжимаемость по-
ровой воды и переменность характеристик уплотняемости
грунта в процессе консолидации.
Оценивая существующие методы расчета, следует за-
метить, что все они получены исходя из теории фильтра-
ционной консолидации для грунтов с нарушенной струк-
турой. Во всех решениях предполагается, что фильтрация
поровой воды, отжимаемой из водонасыщенного глини-
стого грунта при уплотнении, происходит в соответствии
с законом Дарси.
Исследования, проведенные нами (см. главу I), пока-
зали, что при уплотнении большинства сильносжимае-
мых глинистых грунтов наблюдается явление начального
градиента напора. Недоучет этого явления приводит
к большим ошибкам при определении конечной величины
осадки и сроков консолидации грунтов основания. Как
было показано в главе I, грунты природной структуры
при малых давлениях сжимаются иначе, чем «грунтовая
187*
масса». Очевидно, что для грунтов основания природной
структуры, которые характеризуются большими величи-
нами структурной прочности сжатия грунтов, расчеты по
теории фильтрационной консолидации для грунтовой
массы приведут к большим ошибкам, особенно в тех слу-
чаях, когда разница между величиной уплотняющего
давления и структурной прочностью сжатия невелика.
В расчетах вертикальных дрен, разработанных
К. Терцаги, Л. Рендулликом, Р. Барроном, в уравнение
консолидации входит начальное значение коэффициента
пористости. Как показано в работах В. А. Флорина* ис-
пользование начального значения коэффициента пори-
стости ошибочно и в уравнение консолидации следует
вводить среднее значение коэффициента пористости за
период уплотнения. В связи с тем что по формуле Н. Ка-
рилло коэффициент пористости при расчете дрен учиты-
вается дважды, ошибка достигает больших значений.
Ниже предлагаются методы расчета консолидации
грунтов оснований с учетом структурной прочности сжа-
тия, начального градиента напора, зоны перемятости
грунта вокруг дрены и других факторов.
При расчете вертикальных дрен и дренирующих про-
резей рассматриваются две расчетные схемы: случай
свободных и случай равных деформаций.
В случае свободных деформаций принимается, что от-
сыпаемая над вертикальными дренами и дренирующими
прорезями горизонтальная дренирующая (обычно песча-
ная) подушка и возводимое на ней сооружение являются
абсолютно гибкими и не перераспределяют напряжений
при неоднородных осадках поверхности грунтов основа-
ния. При этой расчетной схеме в процессе уплотнения
грунтов основания вблизи вертикальных дрен и дрениру-
ющих прорезей осадки будут происходить быстрее, чем
в удалении от дрен (рис. IV.5,6).
Практически такая схема лучше всего соответствует
работе аэродромного покрытия, покрытия автомобиль-
ных дорог (без дамб) и т.п., при значительном расстоя-
нии между дренами и дренажными прорезями.
Для случая равных деформаций принимается, что
отсыпаемая сверху вертикальных дрен и дренажных про-
резей песчаная подушка (а часто пригрузочная насыпь
и дамба) значительно выравнивают неравномерные Де-
формации и работают как плиты (жесткий штамп), су-
щественно перераспределяя напряжения в основании*
188
сложенном сильносжимаемыми водонасыщенными гли-
нистыми грунтами. В этом случае в процессе уплотнения
наблюдается практически равномерная осадка горизон-
тальной дренирующей подушки, т. е. равные деформации
поверхности грунтов основания (рис. IV.5,a).
Расчетная схема для случая равных деформаций бли-
же всего отвечает работе основания из сильносжимаемых
водонасыщенных глинистых грунтов при возведении вы-
Рис. IV.5. Расчетные схемы уплотнения основания для случая приме-
нения вертикальных дрен и дренажных прорезей
а — случай равных деформаций; б — случай свободных деформаций (пункти-
ром показаны деформации оснований в процессе консолидации)
соких дамб, жестких покрытий значительной толщины
и при небольших расстояниях между вертикальными
дренами и дренирующими прорезями. Как показали про-
веденные нами полевые исследования, при значительной
толщине горизонтальной дренирующей песчаной подуш-
ки основание работает по схеме равных деформаций.
Следует отметить, что горизонтальная дренирующая
подушка, отсыпаемая над дренами и прорезями, способ-
ствует равномерному отжатию воды из грунтов верхнего
слоя уплотняемого основания на всем расстоянии между
дренами. В результате этого возникает более плотный
слой, в котором поровое давление уменьшается равно-
мерно независимо от расстояния до вертикальной дрены.
Этот слой, свойства грунтов в котором могут значитель-
но отличаться от свойств грунтов природного сложения,
также играет роль плиты, которая существенно выравни-
вает реформации (особенно в верхнем слое уплотняемых
грунтов основания).
Несмотря на то что метод «свободных деформаций»
предусматривает изменение эффективных напряжений
189
вокруг дрены в зависимости от расстояния до ее центра
даже на большой глубине, слой на глубине более 6 м
(или на глубине, в 2—3 раза большей расстояния между
дренами в плане) следует рассчитывать по схеме «рав-
ных деформаций». Это объясняется тем, что верхняя тол-
ща уплотняемых грунтов играет роль «жесткой плиты»
по отношению к лежащим ниже слоям грунтов.
3. РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ДРЕН С УЧЕТОМ НАЧАЛЬНОГО
ГРАДИЕНТА НАПОРА И СТРУКТУРНОЙ ПРОЧНОСТИ
СЖАТИЯ ГРУНТОВ (СЛУЧАИ СВОБОДНЫХ ДЕФОРМАЦИИ)
Основные допущения и краевые условия. При расче-
тах задач фильтрационной консолидации для рассматри-
ваемого случая начальные и граничные условия приняты
на основании существующих классических теорий фильт-
рационной консолидации (К. Терцаги, Н. М. Герсевано-
ва) и исследований свойств сильносжимаемых водонасы-
щенных глинистых грунтов, описанных в главе I. Кроме
того, при расчете сделаны следующие допущения:
1. Для сильносжимаемых водонасыщенных глинистых
грунтов в начальный момент времени (/=0) при воздей-
ствии мгновенно приложенной постоянной нагрузки q ве-
личина избыточного порового давления ty=o = q — рстр,
т. е. часть нагрузки, равная величине структурной проч-
ности сжатия рстр, сразу же воспринимается скелетом
грунта.
2. Грунты основания под действием постоянной на-
грузки деформируются только в вертикальном направле-
нии. На основе этого допущения основное уравнение для
пространственной задачи консолидации грунтов, обла-
дающих различными свойствами в вертикальном и го-
ризонтальном направлениях, приобретает следующий
вид:
Ьг . &и\ . w <Ри = аг ди
df/2/ Тв ' дг2 1+Ecp’d/’ k
где kz п kr — коэффициенты фильтрации грунта в верти-
кальном и горизонтальном направлениях
соответственно;
аг — коэффициент сжимаемости грунта в вер-
тикальном направлении;
еср—среднее значение коэффициента пористо-
сти в процессе уплотнения.
190
3. Зоной влияния каждой дрены является цилиндр,
площадь основания которого равна площади основания
призматического блока, образованного вертикальными
плоскостями, которые разделяют зоны влияния дрен
в грунтовом массиве. Если вертикальные дрены распола-
гаются в плане в шахматном порядке по вершинам рав-
ностороннего треугольника на расстоянии b между цент-
рами дрен, то диаметр основания цилиндра
£> = у 2^3 Ь = 1,056.
Если же вертикальные дрены располагаются в плане по
вершинам квадрата, то диаметр основания цлиндра будет
равен:
D= у 1,1286.
4. Нагрузка принята равномерно распределенной по
площади круга. Принято, кроме того, что нагрузка при-
кладывается мгновенно и действует без изменения вели-
чины в течение всего периода консолидации.
5. Фильтрация воды, отжимаемой из уплотняемого
сильносжимаемого водонасыщенного глинистого грунта
в дрену, протекает с отклонением от закона Дарси (явле-
ние начального градиента)
(,V-32)
где i0—начальный градиент напора при фильтрации.
Для решения задач полагаем, что величина начально-
го градиента остается постоянной в течение всего про-
цесса консолидации и равна в данной задаче средней ве-
личине начального градиента напора (до начала и после
окончания фильтрационной консолидации).
6. Принято, что разница в сжимаемости материала
дрены и окружающего уплотняемого грунта не вызывает
перераспределения напряжений в основании.
7. Устраиваемая над вертикальными дренами гори-
зонтальная дренирующая (обычно песчаная) подушка
принята абсолютно гибкой и не перераспределяющей
напряжений, которые могут возникнуть из-за различных
осадок поверхности массива. Кроме того, принято, что
191
деформации сдвига, возникающие в основании при раз-
личных осадках, не влияют на процесс консолидации.
Для решения задачи приняты следующие краевые ус-
ловия:
1. Первоначальное избыточное поровое давление
цнач постоянно во всех точках грунтового массива в мо-
мент времени 1=0 (после приложения нагрузки).
2. Избыточное поровое давление на поверхности вер-
тикальной дрены радиусом г0 равно нулю при />0.
3. Через цилиндрическую поверхность зоны влияния
вертикальной дрены радиусом R в результате симметрии
потока движения воды не происходит, т. е. -^-=0 при
dr
r=R.
Необходимо отметить, что это допущение справедли-
во только тогда, когда на поверхности цилиндра зоны
влияния градиенты напора больше, чем начальный гра-
диент напора для данного грунта. В противном случае
возникает неопределенность граничного условия, так как
непонятно, почему нет фильтрации через границу — либо
в связи с симметрией течения от границы, либо в связи
с начальным градиентом напора. Кроме того, при опре-
деленных значениях начального градиента напора фильт-
рации может не быть и на определенном расстоянии от
границы зоны влияния вертикальной дрены радиусом
В этом случае мы предлагаем рассматривать задачу
с краевым условием, при котором на расстоянии
р Q — Рстр
*\<Ь •
Тв»о
где начальный градиент напора равен градиенту напора
от действующего давления, скорость фильтрации и=0;
du
— = Тв ‘о •
а г
4. Избыточное поровое давление на горизонтальной
поверхности грунтового массива (2=0) равно нулю при
/>0.
5. Нижняя горизонтальная граница грунтового мас-
сива (z=H) непроницаема или при толщине 2Н вода
отжимается к нижней и верхней дренирующим поверх-
ностям одновременно и вследствие симметрии потока
rr du
движения воды через поверхность z=H нет, т. е. -j— =
=0 при z=H.
192
Для упрощения определения избыточного поро
кого давления urz в случае движения воды i
вертикальном и горизонтальном направлениях (е
дрену и горизонтальную дренирующую подушку)
па основе теоремы Н. Карилло допустимо опреде-
лить его только при движении воды в дрену и,
л только при движении воды в горизонтальную дрени-
рующую подушку иг. Поровое давление, обусловленное
одновременным движением воды в горизонтальном
и вертикальном направлениях, приближенно определя-
ется по формуле
= (1V.3.3)
инач
Метод расчета. Общее дифференциальное уравнение
пространственной задачи консолидации, устанавливаю-
щее зависимость между скоростью вытекания (фильтра-
ции) воды из единичного объема и временем при уплот-
нении водонасыщенных грунтов, может быть записано
так:
4- 4- =___ 1 . (IV.3.4)
дх ду dz 1+еср
Для решения этой задачи принимаем линейную зави-
симость между коэффициентом пористости и давле-
нием
— = a. (IV.3.5)
ди
Считаем, что движение воды при уплотнении сильно-
сжимаемых водонасыщенных грунтов проходит с откло-
нением от закона Дарси. При этом величина начального
градиента напора to принимается постоянной и равной
среднему значению (начального) градиента, изменяю-
щегося в процессе уплотнения.
Если вертикальными плоскостями отделить зону
влияния дрен в массиве грунта друг от друга (см.
рис. IV.2), то массив разделится на отдельные призма-
тические блоки с вертикальной дреной в центре.
В пределах каждого блока отжатие воды из грунта
происходит таким образом, как если бы вертикальные
стороны блоков были покрыты водонепроницаемыми
мембранами, так как отжимаемая из водонасыщенного
грунта вода движется в противоположные стороны от
13-1
193
плоскостей вертикальных сечений в направлении дрены.
Без существенных ошибок можно заменить призмати-
ческие блоки цилиндрами того же объема с дреной, рас-
положенной по оси цилиндра.
В этом случае пространственная задача консолида-
ции сводится к осесимметричной задаче. Для решения
этой задачи целесообразно принять цилиндрическую
систему координат.
Уравнение (IV.3.4) после подстановки в него х=
=rcos <р; #=rsin <р запишется в виде
у , ди 1 де
г dr l+^cp dt
Согласно принятому нами основному положению
консолидации, сумма порового и эффективного напря-
жений в грунте в любой момент времени t равна внеш-
ней нагрузке q:
(IV.3.6)
ut + аэф< = Я-
Решая совместно уравнения (IV.3.5) и (IV.3.6), по-
лучим
= =___а ЁН (IV 3 7)
dt дозф dt л dt dt' '
Рассмотрим случай, когда движение воды происхо-
дит только горизонтально к вертикальной дрене. Такой
случай возможен, когда вертикальные дрены устраива-
ют без сплошной горизонтальной песчаной подушки
(например, при устройстве гидротехнических дамб).
При движении воды горизонтально закон фильтрации
примет следующий вид:
Н |IV3e>
Учитывая, что ut + оэф =q, и подставляя выражения
(IV.3.7) и (IV.3.8) в уравнение (IV.3.6), получим
kr ди kri0 I kr д2и а ди
увг dr г "vd * dr* 1-Ьеср dt
ИЛИ
du _ (1 Ч~ Сср) /д2ц _|_I _ Ув \ 3 д\
dt ува \дг2 “Г г дг г Г V '
Выражение _ с известно в механике
грунтов [69] как коэффициент консолидации. С учетом
194
этого уравнение осесимметричной задачи принимает сле-
дующий вид:
-5Г-<£-+7-£—!Tt)- |IVA1°’
Математически задача сводится к интегрированию
неоднородного линейного дифференциального урав-
нения
*L = C/-*!L+_L. (IV.3.10')
dt \ дг* г дг ) г \ /
при граничных и начальных условиях:
«W) = 0; (а)
vUk = °; т.е. (-J-Ц =T«o; (б)
и (гО) = ииач = q — рстр. (в)
(IV.3.11)
Если расстояние между дренами в плане таково, что
радиус цилиндрического грунтового блока Rt по оси ко-
торого расположена дрена, меньше /?ф, где ₽ф =
— Рстр , то исходя из положения, что на расстоянии
Тв <0
от центра дрены R до края грунтового цилиндра ско-
рость фильтрации через поверхность цилиндра равна
нулю, граничное условие может быть принято следую-
щим:
til = 0, т. =T,ic.
1г=Я дг |г=/?
Это объясняется тем, что поверхность цилиндра яв-
ляется поверхностью, делящей расстояние между дре-
нами пополам, в результате чего возникает симметрич-
ный отток воды от поверхности цилиндра к дренам. Ана-
логичное допущение было сделано Л. Рендулликом
н Р. Барроном в своих работах.
Если радиус грунтового цилиндра R больше /?ф,
фильтрации на расстоянии, равном или большем /?ф от
поверхности дрены, не будет. В этом случае граничные
условия следует определять на границе /?ф, т. е. на этой
границе скорость фильтрации равна нулю:
»L =0, Т. е. -^-1 =Тв'о-
И—Кф дг К—яф
195
При этом оказывается, что в грунтовом цилиндре,
в зоне, где фильтрация в грунтах отсутствует,
вода не отжимается в дрены и применение их неэффек-
тивно.
Таким образом, вертикальные дрены следует распо-
лагать в плане на таком расстоянии одна от другой,
чтобы R
Будем искать u(rt) в виде суммы двух функций
и (г/) = U (г) + W (rt)t (I V.3.12)
причем функцию U(r) подберем так, чтобы она удовлет-
воряла обыкновенному дифференциальному уравнению
+ — = 0 (IV.3.13)
dr» г dr г
и граничным условиям:
</(Го) = О; (а)
(-7Ч = Т*о. (б)
( dr )r=R
(IV.3.14)
Функцию W(rt) подберем так, чтобы она удовлетво-
ряла дифференциальному уравнению
= + (iv.3.15)
dt \ dr* г dr ) v
и граничным и начальным условиям
«7(гоГ) = 0, (а)
<«)
^(гО) = «нач-С/(г) = /(г). (в)
(IV.3.16)
Можно показать, что сумма (IV.3.12) выбранных таким
образом функций будет удовлетворять всем условиям
задачи (IV.3.11). Действительно, имеем тождество:
dt ' d ' dt dl \ dr* r dr )
[ dr* r dr r J
</(r0/) = U(r0)+ W(rvt) = 0,
f = T, io; и (rO) = U (r) + W (rO) =
I dr )r=R
196
Перейдем к решению первой вспомогательной задачи
(IV.3.13). Заменив в этом уравнении dU/dr через Ь, полу-
чим решение в виде
U(r) = yBi0(r-r0). (IV.3.17)
Уравнение (IV.3.15) при начальном и граничных услови-
ях (IV.3.16,a) решаем методом разделения переменных
Фурье.
Ищем решение этого уравнения в виде произведения
U/(/7) = p (г) 0(f), из которых р зависит только от
л, а 0 только от t. Подставляя последнее равенство
в (IV.3.15), находим
р6' = с(р"0 + -^Р'в);
6 р
(IV.3.18)
Так как левая часть последнего равенства зависит
от t и не зависит от г, а правая часть зависит от г и не
зависит от Z, то равенство левой и правой частей этого
уравнения возможно лишь тогда, когда они обе равны
одному и тому же постоянному числу. Из физических
условий задачи следует, что это постоянное число не мо-
жет быть положительным, так как в этом случае вели-
чина порового давления и с возрастанием времени уве-
личивается и может сделаться больше любой наперед
заданной величины, что невозможно. Следовательно, это
число должно быть отрицательным.
Приравнивая каждое из отношений в (IV.3.18) отри-
цательному постоянному числу — сп2, получаем первое
уравнение
= — сп2, 6 = De~cn‘‘ (IV.3.19)
и второе уравнение
Р" + — (>' + П2(> - 0.
Г
Последнее представляет собой уравнение Бесселя
нулевого порядка, общий интеграл которого
Р =-- Л/о (иг) 4- ВУ0 (пг).
(IV.3.20.)
197
Уравнение (IV.3.20) имеет решение
W = De~"4 [ЛJo (nr) + BY, (nr)], (IV.3.21)
где Jo (nr) и Уо (nr) — есть функции Бесселя и Неймана
нулевого порядка.
Дифференцируя (IV.3.21) по г, находим
= — Ое~спЧ п [AG (nr) + BY. (nr)], (1V.3.22)
dr
где Ji (nr) Yi (nr)—функции Бесселя и Неймана пер-
вого порядка.
Уравнение (IV.3.22) получено из следующих свойств
бесселевых функций:
АМПГ) = dJ.MdJnr) = nJo } = _ nJ }
dr d (nr) dr
= nYo (nr) = — nV, (nr).
dr
Подставляя в (IV.3.21) r=r0 и в (IV.3.22) r=R, а так-
же используя граничные условия (IV.3.16,a и б), полу-
чим
AJ0 (nru) + BY„ (nr0) = 0, |
ЛЛ(n₽) + BY. (nR) = 0. J (iv.d.zd.
Для того чтобы система двух линейных однородных
уравнений относительно неизвестных А и В имела не-
тривиальные решения, определитель системы должен
быть равен нулю:
I Jo (пго) Уо (пго) I _ q
1Л(пЯ) Y^nR)]-"-
Отсюда для определения собственных чисел nt- получа-
ем следующее характеристическое уравнение:
J1 (nR) Уо ("'о) - Jo (пго) У1 (nR) = о. (IV.3.24)
Это уравнение имеет множество положительных вещест-
венных корней Пь п2» л3, ..., которым соответствует мно-
жество решений вида
W (r,t) = [Л, Jo (n,r) + Bl Уо (n,r)] (IV.3.25)
Если в это выражение вместо Bf подставить его зна-
чение из (IV.3.23), то
& Ai J0 (nt г0)
* Y0(nirn)
198
—СГГ-t
Wi(rt)=Cie U^r), (IV.3.26)
где введены обозначения
Di А _ Q .
Г0(п*г0)
Ц> ("✓) = Jo (М M - Jo (ъ r0) Го (ntr). (I V.3.27)
Решение уравнения (IV.3.15) будем искать в виде
бесконечного ряда, членами которого являются функции
1Г(г/):
«7 (rt) = S Wt (rt) = S С, е~СП‘‘ U„ (n,r). (IV.3.28)
1=1 1=1
Для определения коэффициентов Cf- этого разложения
воспользуемся начальным условием (IV.3.16,в). Полагая
в уравнении (IV.3.28) /=0, получим
f (О = «нач ~ U(r) = Д Ct U. (п, г). (IV.3.29)
Умножая левую и правую части уравнения (IV.3.29)
па rUo(nhr) и интегрируя в пределах от г0 до R, получа-
ем (предполагая допустимость почисленного интегриро-
вания ряда)
R о» я
f rf (г) Uo (n*r) dr = £ Ct f rU0 (nj) Ue (nkr) dr. (IV.3.30)
r0 Z=1 r0
Покажем, что система бесселевых функций Vo (и* г)
па интервале [г0, /?] ортогональна с весом г, т. е. что
R
f rt/0(nz) Uo = 0, при n£ nk,
так как
R
f rUa (nir) Uo M dr = —i— [Пд RUn (n,R) U. (nkR)-
J nk~ni
— «/ Л1/о (nkR) Ui(niR) — nk r0 Un (n/0) Ut (n^) +
+ n/o Un (n*r0) (nfr0)], (IV.3.31 >
где
Ut (nr) = J„ (nr) Yo (nre) + J, (nr0) Yo (nr); (IV. 3.32
<4 (nr) = Jx (nr) Yt (nr0) - Jo (nrt) Yt (nr). (IV.3.33)
199
Если nt и nk являются корнями характеристического
уравнения (IV.3.24),to
U± (nfi) = 0; Ut (nkR) = 0. (IV.3.34)
Непосредственной подстановкой r=r0 в (IV.3.33) по-
лучаем тождества:
ио (nfo) = 0; I/, (л*г0) = 0.
Таким образом, при всех i=l=kt формула (IV.3.30)
дает
п
J rU0 (nj) Uo (nkr) dr = 0, (IV.3.35)
что и выражает ортогональность системы функций
UoM; ип(п3г)...,
с весом г в промежутке [го#]-
Так как все члены ряда (IV.3.30) обращаются в ну-
ли, кроме одного, соответствующего значению i=kt то
это равенство можно записать в виде
f rf (Г) и» (пкг) dr = С J rlA (Пкг) dr. (IV.3.36)
Го Го
Согласно теории бесселевых функций
J Jtl/o (ах) dx = у [I/? (ах) + I/? (ах)] + С, (I V.3.37)
и, применяя соотношения (IV.3.36) и (IV.3.37), получим
R
^rf(r)Ua(nkr)dr [/?• U*(nkR)
Г»
(IV.3.38)
Преобразуем правую часть последнего равенства
к бесселевым функциям первого рода. Для вычисления
£/i(n*r0) положим в выражении (IV.3.32) г=г0 и вос-
пользуемся формулой для вронскиана функций Jo(x)
и У0(х):
А (х) Уо (х) - А (х) У, (х) = . (IV.3.39)
Тогда
С'1(пл)=Л(«*Го)Уо(п*г0)-А(п*Го)НУ(пг<)=-2-.(1^3.40)
ЛЯДе Го
200
Для нахождения Uo(nkR) заметим, что по характе-
ристическому уравнению (IV.3.20)
Уо (ПГЛ) = (IV.3.41)
Л (nR)
I! ПОЭТОМУ
t/o (nkR) = ^0 (nkR) YО о) Jo (nkro) (nkR) =
= Ио (nkR) Yk (nkR) - J, (nkR) Yo (nkR)}.
J1 (Ллп)
Применяя формулу (IV.3.40), находим
- (IV.3.42)
Ji\nkK) ittikR
Подставляя значение (IV.3.40) и (IV.3.42) в (IV.3.38),.
получаем
"* J1 (n*Л) I 'I <r) u0 (nk')dr
Ck ------Г7------й----------:— • (IV.3.43)
2po(n*fo)—Jl(n*R)]
Таким образом, окончательное решение уравнения
(IV.3.I5) дается рядом (IV.3.28)
“У------------------ь-------------х
2 £
—cn2-t
хе 1 U0(nir). (IV.3.44)
Согласно (IV.3.16, в) и (IV.3.17)
f (г) = и„зч — U(r) = икт — т, 1в (г — г0).
Для нахождения интеграла в выражении (IV.3.43)
R
Fi = \r[uM4-U(r)]U0(nir)dr
применим формулу интегрирования по частям, полагая
^ = «1ач — Уз io (г — г0);
dV = rVQ (nf) dr,
откуда
dW = -y^dr,
V = — Vl(nir)
201
и, следовательно,
— [^нач Тв io (r~^rо)] U1
fll
R
---\rUt(nir)dr.
nt J
r,
R
Для вычисления J rL\ (nfr)dr применим также фор-
мулу интегрирования по частям и найдем, что
R R
^rU^rydr^-^-U,
J nt
Подставляя в (IV.3.45) это выражение, получим
R
(IV.3.45)
'«(«.• R) + — f Uо (nt г) dr. [(IV.3.46)
П(,1
— [^нач Тв *0 (? Г0)] Ui (flif") “Ь
ГЦ
R
+ ^-ioRUotriiR) + J U0(ntr)dr =
"? J п‘
Г,
-^U,(n,R). ।
nt
R
Значение интеграла J £/о(л< r)dr вычислим, пользуясь
r- R_r
формулой трапеции, взяв шаг h = —. Тогда
(IV.3.47)
jф(г) ^ф(^)+ф(«) + ф(Г1) + ф(Га)... ф(г,)] .
Г,
Подставляя найденное значение выражения (IV.3.47)
в (IV.3.44) и взяв сумму функций (IV.3.17) и (IV.3.44),
получим окончательное решение задачи (IV.3.10)
202
и (rt) = U(r) + W (rt) =-- y, iB (r — r0) +
| я» V1 n? ^1 (nj
2 Zj Jfarj-J^R)
i=l
Введем обозначения:
х, = п(г0; * = —;
r„2f
e~cn‘ UQ(nt r). (IV.3.48)
Тогда характеристическое уравнение принимает вид:
Л W Y± (Кх) - А (Кх) Уо (х) = О, (IV.3.49)
в котором через х, обозначены корни этого уравнения.
Для практического использования решений (IV.3.44)
и (IV.3.48) надо знать корни уравнения (IV.3.49) при
различных значениях К.
Корни этого уравнения были выражены рядами и по-
лучены Сасахи (1914 г.), а затем Л. И. Динником.
Сейчас опубликовано много таблиц и номограмм для
определения значений параметра К. Однако во всех них
корни уравнения (IV.3.49) подсчитаны для небольшой
области значений К (близких единице).
Так как нас интересует значение порового давления
u(rt) в течение длительного промежутка времени после
начала фильтрационной консолидации (более одного го-
да) и так как экспоненциальная функция быстро убыва-
ет при больших значениях показателя, то в соответст-
вующих рядах мы ограничиваемся только первым чле-
ном ряда. При этом решение уравнения (IV.3.10) может
быть записано в следующем виде:
“И = Тв«о(г — /»)+ y X
•'o('fri)
/02 ft)-/?(№,)
2
r0
F1-e-x'FoUo[^-xiy
(IV.3.50)
где
R
Fi = f Uo (— *1) dr - «иач (X1) -
nl J ' r° ' nt

(IV.3.51)
203
Следовательно, пас интересует первый корень урав-
нения (IV.3.49). Значения первого корня этого уравне-
ния, рассчитанные на основе работ Богарта (для
10) и Л. И. Логинова (для 10), приведены
в табл. IV. 1.
Таблица IV.1
к X К X К - 1 к X К X
1 19 0,0493 48 0,0165 77 0,0096 106 0,00672
1,1 15,406 20 0,0465 49 0,0161 78 0,0095 107 0,00663
1,2 7,567 21 0,0438 50 0,0158 79 0,0093 108 0,00656
1,25 6,003 22 0,0414 51 0,0154 80 0,0092 109 0,00649
1,3 4,9617 23 0,0392 52 0,0151 81 0,0091 110 0,00642
1,4 3,6646 24 0,0373 53 0,0148 82 0,009 111 0,00636
1,5 2,8899 25 0,0356 54 0,0145 83 0,0089 112 0,0063
1,6 2,3761 26 0,034 55 0,0142 84 0,0088 113 0,00624
1,7 2,011 27 0,0325 56 0,0139 85 0,0087 114 0,00618
1,8 1,7388 28 0,0311 57 0,0136 86 0,0086 115 0,00612
1,9 1,5282 29 0,0298 58 0,0133 87 0,0085 116 0,00606
2 1,3608 30 0,0286 59 0,0130 88 0,0084 117 0,006
2,1 1,2245 31 0,0275 60 0,0128 89 0,0083 118 0,00594
3 0,6255 32 0,0265 61 0,0125 90 0,0082 119 0,00588
4 0,3935 33 0,0255 62 0,0123 91 0,008 120 0,00583
5 0,2824 34 0,0246 63 0,0121 92 0,0079 121 0,00578
6 0,2181 35 0.0237 64 0,0119 93 0,0078 122 0,00573
7 0,1756 36 0,023 65 0,0116 94 0,00769 123 0,00568
8 0,1476 37 0,0223 66 0,0114 95 0,0076 124 0,00563
9 0,1264 38 0,0216 67 0,0112 96 0,00751 125 0,00558
10 0,1108 39 0,0209 68 0,0111 97 0,00742 126 0,00553
11 0,0977 40 0,0203 69 0,01 98 0,00733 127 0,00548
12 0,0875 41 0,0198 70 0,0107 99 0,00724 128 0,00543
13 0,0794 42 0,0193 71 0,0105 100 0,00716 129 0,00538
14 0,072 43 0,0188 72 0,0104 101 0,00708 130 0,00533
15 0,0662 44 0,0183 73 0,0102 102 0,007 131 —
16 0,0603 45 0,0178 74 0,01 103 0,00692 132 —
17 0,0563 46 0,0173 75 0,0099 104 0,00684
18 0,0527 47 0,0169 76 0,0097 105 0,00677
Полученное решение задачи является более общим,
чем решения К. Терцаги и Л. Рендуллика [51]. Напри-
мер, решение Л. Рендуллика легко выводится из форму-
лы (IV.3.48) подстановкой в подынтегральное выражение
204
ряда вместо f(r) внешней нагрузки q. Тогда интеграл
R R
rf (г) U0 (tii r0) dr = J qrU0 (nt г) dr =
г, ra
R R
— rlJo(Rir)dr =-^-rU^tiir) | =—
=— — roUilntrJ,
nt
гак как согласно (IV.3.35) £/o(nxro) =0.
Раскрывая значение U0(niR) и подставляя его в чис-
литель, получим решение, выведенное Л. Рендулликом
и К. Терцаги:
и(г/) = ^-^В, е“от'' Ua(n,r),
i=i
где
в =
Аналогично можно получить решения Р. Баррона [57].
Для практических расчетов консолидации часто тре-
буется знать не величину порового давления в любой
точке грунтового цилиндра вокруг дрены, а среднюю ве-
личину порового давления в момент времени t.
Среднее избыточное поровое давление в грунтовом
цилиндре водонасыщенного консолидируемого грунта на
расстоянии между г0 и R может быть найдено интегри-
рованием решения уравнения (IV.3.50) и делением его
па площадь цилиндра:
R
»(<)=( (IV-3-52)
Подставляем в это выражение значение и (rt) из
(IV.3.50)
R
“ = 2 f (‘° +
А ~Г0 J 1
205
Рис. IV.6. Сравнение результатов расчетов консолидации по различ*
ным методам для вертикальных песчаных дрен с экспериментальны-
ми данными
1 — по Л. Рендуллику; 2 — по схеме равных деформаций; 3 — по схеме свобод-
ных деформаций; 4 — экспериментальные данные
получим
(IV.3.55)
В связи с тем что решение нашей задачи приводит
к нахождению числовых значений бесселевых функций
целого порядка, то решение можно считать доведенным
до конца, так как для функций Бесселя составлены об-
ширные таблицы.
Примеры решения уравнения (IV.22) и сравнение их
с решениями, полученными по формуле К- Терцаги
206
и Л. Рендуллика, и с данными экспериментальных иссле-
дований приведены на рис. IV.6.
В 1965 г. на оз. Сиваш были устроены две экспери-
ментальные опытные площадки. На этих площадках дре-
ны диаметром 32 см были устроены на глубину 7 м. Рас-
стояние между их центрами в плане на одной площадке
составляло 2, а на другой 3,5 м. Вокруг дрен на различ-
ной глубине и разных расстояниях были установлены
глубинные марки. Помимо этого были установлены по-
верхностные марки.
Наблюдения показали, что при расстоянии между
дренами больше 2 м они работают по схеме свободных
деформаций. Следует также отметить, что на экспери-
ментальном участке над дренами была отсыпана песча-
ная подушка толщиной 0,5 м, нагрузка на которую пе-
редавалась насыпью толщиной 1 м с уложенными на нее
железобетонными конструкциями. В 1969 г. были выко-
паны шурфы и отобраны образцы грунта для определе-
ния влажности на различном расстоянии от песчаных
дрен. Контрольный расчет, проведенный по методике
Н. Н. Маслова [32], показал, что степень консолидации
грунта достаточно удовлетворительно совпадает с рас-
четными значениями, определенными по формуле
(IV.3.50).
4. приближенный расчет вертикальных
ПЕСЧАНЫХ ДРЕН С УЧЕТОМ СТРУКТУРНОЙ ПРОЧНОСТИ
СЖАТИЯ ГРУНТОВ И НАЧАЛЬНОГО ГРАДИЕНТА НАПОРА
(СЛУЧАИ РАВНЫХ ДЕФОРМАЦИИ)
Выбирая методы ускорения консолидации слабых
водонасыщенных глинистых грунтов, часто бывает не-
обходимо приближенно установить целесообразность
применения вертикальных песчаных дрен при данной ве-
личине действующей нагрузки и заданных инженерно-
геологических условиях площадки, пользуясь методами
инженерных расчетов. Предлагаемый ниже инженерный
метод расчета разработан исходя из следующих допу-
щений.
1. Коэффициент сжимаемости грунтов основания яв-
ляется постоянной величиной в течение всего времени
действия нагрузки (практически следует принимать
среднее значение этого коэффициента).
207
2. Коэффициент фильтрации является постоянной
величиной в течение всего времени действия нагрузки
Совершенно очевидно, что это допущение очень условно,
так как в главе I указывалось, что в процессе уплотне-
ния коэффициент фильтрации может изменяться в де-
сятки и сотни раз. В том случае, если известен коэффи-
циент фильтрации грунта природной пористости и коэф-
фициент фильтрации грунта после его уплотнения, а так-
же известна изменяемость коэффициента фильтрации во
времени, в расчет вводится его среднее значение.
3. Поровое давление в теле песчаной дрены равно ну-
лю (это положение хорошо согласуется с данными
наблюдений за поровым давлением в теле песчаной
дрены).
4. Горизонтальные плоскости слоев грунта остаются
горизонтальными в течение всего времени консолидации.
Так как обычно поверху вертикальных песчаных дрен
устраивают песчаную подушку (часто значительной
толщины), а также пригрузочную насыпь, которые мож-
но рассматривать как балки с определенными, хотя
и невысокими прочностными характеристиками и кото-
рые значительно перераспределяют деформации, то это
допущение следует считать вполне обоснованным, и оно
определяет условие равных деформаций.
На основании четвертого допущения эффективное
напряжение в скелете грунта аЭф зависит только от вре-
мени консолидации t. Чтобы учесть это допущение,
в расчете мы принимаем среднее значение эффективных
напряжений на горизонтальных плоскостях между дре-
нами.
В отличие от случая свободных деформаций, где сна-
чала определялось поровое давление игг в точке (ре-
шение дифференциального уравнения второго порядка),
а затем среднее поровое давление (интегрированием
иГг и делением результата на площадь цилиндра диа-
метром D), данная задача решается сразу: определяется
среднее значение эффективных напряжений оЭф (т. е.
среднее значение порового давления). Благодаря этому
удается записать уравнение консолидации при движении
воды радиально (горизонтально) в дрену в виде диффе-
ренциального уравнения первого порядка.
При рассмотрении этой задачи сохраняются, кроме
того, все основные допущения и краевые условия, при-
веденные в п. 3 настоящей главы.
208
В дальнейшем рассматривается задача консолидации
при движении воды только горизонтально в вертикаль-
ную дрену без влияния горизонтальной дренирующей
песчаной подушки.
При воздействии мгновенно приложенной постоянной
равномерно распределенной нагрузки q конечная осадка
s=a0Hqt а осадка в любой момент времени t St=aoH<J9$,
где а,* — среднее эффективное напряжение в горизон-
тальном сечении грунтового цилиндра радиусом R.
Стёпень консолидации Vr, которая представляет со-
бой отношение осадки водонасыщенного грунтового мас-
сива st в момент времени t к конечной осадке грунтово-
го массива s под действием равномерно распределенной
нагрузки q, может быть получена из выражения:
у _ 2L _ °о^эф _ <*эф цуг 4
' t a0Hq q '
Скорость фильтрации воды при уплотнении грунтов
может быть выражена уравнением:
»v-4-2>
где /о — среднее значение начального градиента напора
для данного глинистого грунта основания в процессе
уплотнения.
Количество воды, которое протекает через боковую
поверхность цилиндра диаметром 2R и высотой, равной
единице (см. рис. IV.2), будет равно количеству поровой
воды, которая вытесняется из грунта, находящегося
между цилиндрами радиусов R и г (высота обоих ци-
линдров равна единице). Но количество воды, вытеснен-
ной за единицу времени, пропорционально осадке за то
же время. Из этого условия можно записать
2лго = л (/?’ — л2) а, . (IV.4.3)
ot
На основании четвертого допущения (см. выше) эф-
фективное напряжение по всей площади влияния дрены
постоянно (средняя величина) и меняется лишь в зави-
симости от времени t.
Поровое давление и изменяется по мере удаления от
дрены и зависит от времени консолидации t.
Из условия, что общее давление от нагрузки в пре-
п-1
209
делах площади действия дрены равно эффективному на-
пряжению аэф плюс поровое давление и, получим:
_ я
nq (R2 — г?) = Оэф л (Я2—го) + J u2nrdr. (IV.4.4)
Из уравнений (IV.4.2) и (IV.4.3) находим
2rk,—----— 2rk, i„ = (У?2 — г2) во , (IV.4.5)
Тв w dt
а из уравнений (IV.4.1) и (IV.4.4)
я
^(Я2 — 'о)=У,<7(Я2 — ^)+2jurd>. (IV.4.6)
Уравнение (IV.4.5) дает
« = «'о?./- + (я* 1ПГ-4- +Л <1V-4 7)
\ l j о*
Из граничных условий при г=г0 и «=0
Л =-«оТ.'о-(*!1пго-4- "о)^Г (1VA8)
и тогда
«= ‘о?в(г — /о) + (яЧп— —
\ го
— - — ) • 2^- —. (IV.4.9)
2 / 2kr dt '
Из уравнений (IV.4.6) и (IV.4.7) получаем
я
ч («2 - =М (Я2 - '§) + 2 J zo V (' - 'о) rdr +
Я
+ 2 | f₽2ln——-^zl)^ls-.^Lrdr,
J \ ГО г / 2kr dt
Г»
откуда
210
1-^Г-----£----In — —3-я«+ (IV.4.10)
»r L 2(7?z—rg) r. 8 T8]«l
Обозначим
------—----In ———/?*+-^1 =—. (IV.4.11)
Kr [2(«2-^) Го 8AT8j M '
Тогда уравнение (IV.4.10) примет следующий вид:
ч = V'q + i + Т'«т-1S-T-Tr« I- (IV-4-,2)
М dt 3 ___Гр * /
Разделив переменные и подставив в это выражение
Vrq = <J9$, получим
Л1Л=-------------------------=. (IV.4.13)
2 . Г Л3-г? 3 1
,_Оэф_ —г„.в|___ __,.J
откуда
Mt + В =— In — оэф —
О / Г3 л \ ”1
-т<’Ц*4"*Нг (IV’4’,4)
или в ином виде
<7-йэф-А,-о?в /'£zl_2_r=D1e~Mt. (IV.4.15)
3 \* —'о 2 /
Для грунтов, обладающих структурной прочностью
сжатия, начальные условия будут следующими:
<7эф|{=0 = Рстр»
Из этого условия определим
(рЗ____3
А Гр
TZ 2
R2—Го
(IV.4.16)
Подставляя значение Di в уравнение (IV.4.15) и прово-
дя преобразования, получим
м* 211
х(1-е-ж,)-Р«р. (IV.4.17;
Степень консолидации в момент времени t
1—
V = вэф _ r q J Рстр 2 * »о?в х q 3 * q

3 г?
Я2—»о
(IV.4.18)
Согласно этому уравнению увеличением времени t
осадка асимптотически приближается к конечному зна-
чению, так как степень консолидации Vr с увеличением
времени t стремится к единице.
Уравнение (IV.4.18) позволяет установить пределы
применимости метода вертикальных дрен для сокраще-
ния сроков консолидации сильносжимаемых водонасы-
щенных глинистых грунтов.
При больших значениях структурной прочности сжа-
тия рстр консолидация протекает в более сжатые сроки.
Если рстр >qt фильтрационной консолидации не про-
исходит, так как вся нагрузка сразу же воспринимается
скелетом грунта и осадки его обусловлены явлением
вторичной консолидации.
Если начальный градиент напора i0 велик и член
уравнения
з q
больше единицы, фильтрационной консолидации не про-
исходит, так как напоры, создаваемые в поровой воде
приложенной нагрузкой qt недостаточны, чтобы превы-
сить начальный градиент напора.
Сравнение расчетных данных, полученных по форму-
лам (IV.4.18) и формуле К. Терцаги и Л. Рендулика,
с данными лабораторных исследований приведено ранее
на рис. IV.6.
212
5. РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ПЕСЧАНЫХ ДРЕН
С УЧЕТОМ структурной прочности сжатия грунта
И НАЧАЛЬНОГО ГРАДИЕНТА НАПОРА
(СЛУЧАИ РАВНЫХ ДЕФОРМАЦИИ)
В тех случаях, когда после устройства вертикальных
дрен их пригружают высокой дамбой для создания на-
пора в поровой воде, а дрены размещают на расстоянии
1,5—3 м одна от другой, основание работает по схеме
равных деформаций. По этой же схеме основание рабо-
тает, если дрены расположены на большем расстоянии
друг от друга, но поверху горизонтальной дренирующей
песчаной подушки установлен фундамент в виде жесткой
железобетонной плиты.
При разработке расчета консолидации водонасыщен-
ных глинистых грунтов в этом случае мы исходим из об-
щего дифференциального уравнения пространственной
задачи консолидации грунтов (IV.3.4) и считаем, что
фильтрация воды через грунты основания в дрены про-
текает с отклонением от закона Дарси.
Переходя к полярной системе координат и выразив
скорость фильтрации v через избыточное поровое давле-
ние и и начальный градиент напора i0, запишем диффе-
ренциальное уравнение осесимметричной задачи консо-
лидации грунтового массива в следующем виде:
j__L . &и __Ув *° ___ 1 /ту к п
Тв I г дг г ) 1 + еср ’ dt ' 1 ’ * 1
В нашем расчете, как и в предыдущем пункте, мы ис-
ходим из положения, что сумма среднего порового дав-
ления и и среднего эффективного напряжения
в грунтовом массиве в любой момент времени t равна
внешней нагрузке q:
й + а.Ф = <7.
Поскольку деформации на любой глубине в любое
заданное время равны, т. е. зависят только от време-
ни t, коэффициент пористости е также является функ-
цией только времени:
де де да д дстэф Q du
dt ~ дйэф* dt ~a~dt ~а dt
Подставив полученный результат в уравнение (IV.5.1)
и введя обозначение коэффициента консолидации
213
r _ fef (1 + Ccp)
Tb°
приведем уравнение (IV.5.1) к виду
+ Avi-Л = A (iv 5 2)
\ dr* r dr r ) dt ’ ' ’ ’
где и — избыточное поровое давление воды;
и—среднее избыточное поровое давление:
R
u=-^\u(rt)rdr. (IV.5.3)
Я —f0 J
Уравнение (IV.5.2) решается при следующих гранич-
ных и начальных условиях [по аналогии с граничными
условиями (IV.3.11)]:
й(г/)|(=о =и„ач. (IV.5.4)
Так как граничные условия неоднородны, ищем ре-
шение уравнения (IV.5.2) в виде
и (rt) = W (rt) + Vd /о (г - г0). (IV. 5.5)
Подставив выражение (IV.5.5) в (IV.5.2), получим
, 1 dIF yBi0 Ув<о\
\ dr* г * dr г г ) dt '
Таким образом, функция W(r, t) определяется диф-
ференциальным уравнением
при следующих граничных условиях:
IT(r/)|r=r = 0; (IV.5.7)
I — &U I 1Тв *0 (г Го)]| . /|у 5 8)
dr |г=к dr |r=j? dr |г=^ *
214
Определим начальное условие для функции W(r, t):
R
й(rt)|/=o W (rt)|z=o+ „2 - C Ye »o (r — <o) rdr = uM4-,
« -'o J
R
W (rt)|/=o = «иач-----f Yb <o (r — rB) rdr =
*2~'o J
= u,M - t. «. • <IV-5-9>
6n (n + I)
где
Введем обозначение
q> (n) = 2n2~n~l (IV.5.10)
V f 3n(n+ 1) V
и с учетом его запишем условие (1V.5.9) в виде
= “вам-Vo*o-«q><n>= Wo. (IV.5.11)
Решение уравнения (IV.5.6) ищем в виде
1Г(г,/) = 0(r)e-w, (1V.5.12)
при этом
W = WBe~u. (1V.5.13)
Подставим (IV.5.12) в уравнение (IV.5.6) [с учетом
того, что Wo — среднее значение 0 (г) ] и найдем
/>, _i_. aeorlx = _ли/ое-«
\ дгг г дг ) 0
Обе части уравнения сократим на ё~и =f=0:
a^Q(r) ! 1 дО(г) (iv.5.14)
дг2 г дг с
при 0 (г0) = 0 и дв/К) = 0.
дг
Подстановкой y=dG (r)/dr (IV.5.14) сводится к ли-
нейному дифференциальному уравнению первого поряд-
ка, решение которого имеет следующий вид:
215
0(r)=_^ + ^lnr+^Inro_
4c 2c 4c
2c r0 2c r0 4c ' or \
а решение уравнения (IV.5.6) записывается так:
[2 2 1
Я2 In — — - — Гх'. (IV.5.16)
ГО 2 J
Для^ определения X воспользуемся начальным уело-
вием 1Г|(=о= IVO:
R R
П2 2 1
7?2ln --Irdr.
........ Го 2 J
Г. r . R2 . R R2~'l
i In — rar — — In---;
J r0 2 r0 4
Обозначив —=n, получим
w X1FO Г /? [n ₽
° pM)42 r„ 8 8 4
откуда
2c [/12 — 1 4/12 J
Обозначив выражение в квадратной
Г (я), запишем
а __ 2с
₽2Г(п)’
скобке через
(IV.5.17)
216
Подставим полученное значение X в (1V.5.16):
' ~f° (1V.5.18)
Таким образом, решение уравнения (IV.5.2) в соот-
ветствии с (1V.5.5) будет иметь следующий вид:
« (rt) - ?D i0 (г — r0) + W (rt) = тв /0 (г — r0)
. Ц.ач Yd to Кф (П) ( дг ln J_ __ 1220 | ~ (IV -
₽2F(n) \ г0 2 / \ * /
При 4о=О получается известное решение Баррона.
6. РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ПЕСЧАНЫХ ДРЕН
С УЧЕТОМ ПЕРЕМЯТОЙ ЗОНЫ ГРУНТА ВОКРУГ ДРЕНЫ
(СЛУЧАЙ СВОБОДНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ)
При устройстве вертикальных песчаных дрен по ме-
тоду забивной трубы с раскрываемым или оставляемым
в грунте железобетонным башмаком вокруг дрены воз-
никает зона грунта в
нарушенном, переуп-
лотненном состоянии.
Размеры этой зоны за-
висят от физико-меха-
нических свойств уп-
лотняемых грунтов и
диаметра устраивае-
мой дрены.
Грунт перемятой
зоны, по данным иссле-
довапий, характеризу-
ется другими показа-
телями фильтрацион-
Рис. IV.7. Расчетная схема для оп-
редслепия степени консолидации
грунта при наличии перемятой зо-
ны грунта вокруг дрены
ных свойств, чем грунт
природной структуры. Так, в ленточных глинах коэффи-
циент фильтрации уменьшается в этой зоне в десятки
раз, а в водонасыщенпых лёссовых грунтах — в 1,5—
2,5 раза. В некоторых случаях (например, при устрой-
стве песчаных сваи) стараются добиться максимально-
го увеличения радиуса зоны с нарушенной перемятой
структурой грунта.
При расчете этого случая (рис. IV.7) будем считать,
что вокруг дрены радиусом г0 имеется перемятая зона
с нарушенной структурой грунта радиусом rs.
217
= 0, (IV.6.1)
В зоне I (r0 < г < rs)
k! /д2и* 1 du* Тв*о
Тв \ дг2 г дг г
где k[ — коэффициент фильтрации грунта в смятой зоне;
«♦ин* — избыточное поровое давление и скорость филь-
трации в смятой зоне.
Правая часть равенства равна нулю, так как коэффи-
циент сжимаемости грунта в смятой зоне а = 0.
Граничные условия в этой зоне:
и* (г, /)|г=Го = 0; (1V.6.2)
“*(r>t)\r=r =us. (IV.6.2')
В зоне II (rs < г R)
knl&u 1 ди ?»>о\ = а ди HV63)
у, г ди г ) 1+еср dt ’
где ku—коэффициент фильтрации грунта в горизон-
тальном направлении в зоне //;
и— избыточное поровое давление в зоне //;
а— коэффициент сжимаемости.
Уравнение (1V.6.3) представим в следующем виде:
— =с(— + —• — — (IV.6.4)
dt \дг» г йдг г ) '
где
с_ М‘+ЕеР)
Граничные условия:
на боковой поверхности внешнего цилиндра при r=R
скорость фильтрации воды
—I
дг |г=д
= Тв «о;
(IV.6.5)
на границе rs между смятой и ненарушенной зонами
и*\ = и\ - 1
J « s (IV.6.6)
218
или
(?-Т.even
Условие (IV.6.6) соответствует условию (IV.6.2').
Начальное условие в зоне //:
= (IV.6.8)
Решение уравнения (IV.6.1) при граничных условиях
(IV.6.2) имеет вид
дги* . 1 ди* ув Q
дг2 ~Г г дг г
Подстановкой в уравнение
ди* д2и* дг
г = —, ----------------= —
дг дг2 дг
понижаем его порядок и получаем решение в виде
ди* . . Сг
-Т- = Т. «о + —.
дг г
или
и» = f (т. io + 7-) dr 4- Сг = т. <0 г + С, In г + С2. (IV.6.9)
Подставив граничные условия (IV.6.2) в (IV.6.9),
найдем
° = Тв*ого + CJnr» + С2,
а с учетом
“%s = “s
"s = Тв io rs + Ci In rs + C2.
Решая систему последних двух уравнений, получим
= Тв 'о (rs — r0) + Q (In rs — In r0),
где
Ci = Ks-YiJo (GzJjj, (IV.6.10)
In —
*0
а затем найдем
c2 = — Тв io Го — ~Тв'°(fs ~f,,) In rB. (1V.6.11)
In —
219
Значения постоянных Ci и Сг подставляем в общее
решение (IV.6.10) уравнения (IV.6.1)
«* = V. «о г - In Г - V, i0 r0
In —
го
info>
Ini
r0
In —
«* = T. 4 (r — rt) + (Us — Tb in s)-— (IV.6.12)
In —
ro
где s=r4— r0,
a «s ищется из уравнения (1V.6.4) описанным ниже спо-
собом.
В области // (см. рис. IV.7) решение уравнения
(IV.6.4) ищется в виде суммы двух функций
и (rt) = W (rt) + i0 (г - го), (IV.6.13)
причем (IV.6.13) должно удовлетворять уравнению
(IV.6.4), т. е.
с(-Тг + --^ + — y.in~2^') = ~ . (IV.6.14)
\ dr2 г or г г / dt
и граничному условию
-у- [ W (rt) + т, «о (г — Го)] г=я= I + т, in = Тв in,
дг дг 1г=я
(IV.6.15)
а функция W (rt) должна удовлетворять уравнению
д\У _ (д2\У I д\У \
dt “ А дг2 + г дг )
и граничному условию
«q =.о.
дг |г=-к
(IV.6.16)
(1V.6.17)
Кроме того, на границе r=rs должны выполняться сле-
дующие условия:
«' 1~5 = W(rt)\r=rs + Тв in (Г,- ГО) (IV.6.18)
220
н

+ Тв*о —Т.*о-
(IV.6.19)
Начальное условие (IV.6.8) для функции W (rt) сле-
дует записать в виде
w (rt) |(=0 = ц„пч - Тв «0 (г - г0) = f(r). (IV.6.20)
Решение уравнения (IV.6.20) имеет следующий вид:
W (rt) = е~сМ ]Л/0 (nr) + BY„ (nr)], (IV.6.21)
где J0(nr)—функция Бесселя нулевого порядка;
Y0(nr)—функция Неймана нулевого порядка.
Ищем dWfdr, учитывая следующие соотношения:
4W = -J0W; Уо(х) = -У1(Д
где Ji(x) и У\(х) — функции соответственно Бесселя и
Неймана первого порядка. С учетом
этого
= е-спЧ 1— nA (nr) — nBYi (nr)]. (I V.6.22)
dr
Подставляя в это выражение r=R [см. граничное ус-
ловие (IV.6.17)], получим
О = Л71(п/?) + ВУ1(пг). В=-А-^^~.
Г1 (ЛК)
Подставим значение В в (IV.6.21) и найдем
W(rt) = Ae~cnU р0(nr)- У. (nr)]. (IV.6.23)
или
W (rt) = Ae~m,,U0 (nr), (IV .6.24)
где
uv (nr) -= J„ (nr) - Уо (nr). (IV.6.24')
Таким образом,
U (rt) = T, to (г — r0) -I- W (r,t) = T, i0 (r — r0) +
+ Ае~сМий(пг). (IV.6.25)
221
Рассмотрим условия (IV.6.6) и (IV.6.7) на границе
r = ''s, Ws=Ws-
Подставив r=ra в (IV.6.25), а полученное этой под-
становкой выражение в (IV.6.12), найдем
In —
и* (rt) = т, iB (г - r0) + Аe-m‘‘UB (nrs) • (IV.6.26)
Ш-й.
<0
Используем условие (IV.6.7), для чего из (IV.6.26)
найдем
= V. «О + Ае-сл" U„ (nrs)-!----. (IV.6.27)
дг Нп-^
го
а из выражения (IV.6.25)
= т, i0 - Ae~‘r,'lnUl (nr), (IV.6.28)
dr
где
1/1 (nr) = Л (nr) - Л (nr). (IV. 6.29)
r 1 (ПК)
Так как по условию (IV.6.7)
k' Hr Ц ~ ?в'°]= k" [ аГ Ц - ?в ‘°}
то с учетом выражений (IV.6.27) и (IV.6.28) получим
4Т. «о + Ае спЧ U„ (nrs)-----!---т„ 101 =
I rln-^
L г°
= kn [% i„ - Апё~спЧ и, (nrs) - Vb feJ.
Ak, (nrs)-----------?-----= - Ak„ e-^nUt (nrs),
... rs
откуда
k/f nr In —
s r0

222
При kt =kn
-----Vo (nrs) + (nrs) = 0.
nrs \n —
ro
Обозначив 0=---------—------- , получим
k nr In —
11 s r0
0t/o (nrs) + Ut (nrs) = 0, (IV.6.30)
т. e. характеристическое уравнение, корнями которого яв-
ляются собственные числа пГ, п2, ...» «л —
Таким образом, решение уравнения (IV.6.16) отно-
сительно W(r, t) следует искать в виде ряда
« _cn2t
= b AkU0(nkr)e k (IV.6.31)
ft=i
Можно доказать, что функции U0(nkr) ортогональны
с весом г на интервале [г4 Я], т. е., что
J rU0 (пкг) (ntг)dr = 0 при k =/= i. (IV.6.32)
's
Докажем это равенство:
J rU0 (пьг) U„ (nir) dr = f r [ J„ (n„r) - kk Ya (л»г)] x
X [А (и, r) - Л, Y9 (ntr)] dr =
= f rJ0 (n*r) Ja (ntr) dr+ kk kt J rYa (nkr) Yo (ntr) dr —
rs rs
— *. ( rJa (n*r) y0 (n,r) dr — kk J rJa (rttr) Y„ (и*г) dr =
rs rs
= KH-V-I («*»•) <(«.')] +
Ln*~ ni
+ kk kl [«.• r0 («* ') r-! («.•') - «* Y-l ("k »j Y0 К »j] -
-*/[«< Y0 (nkr) K-1 nk Y-l («*'•) Y0 («4 ')] -
- kk [«/ Г0 Y-l («.'- "* K-1 («» Y-l («4 ')] Ф =
223
= Г г - г (— «А (М Ui(tii г) + л»С/1(л* г) Un (n<r)} 1R =
L «»“"? к
= „ 1 , {ntr,Ut(nllr,)U1(nlr^ — nltr,U1(nilr,)Ul)(nlr^}^
= , 1 , {—n« rs 0<- Uo (nk rs) Un (nt rt) +
«*-«?
+ «* r, 0* Un (nk r,) Un (nt rs)} = 0.
Так как
l/tfn/?) = 0, = ~6lUn(nlrs), TO l/x(n*ri) =
= —
k _ Ji(niR) e _ J! (tik R)
‘ Y^niR) ’ * У1(п*Л) ‘
Выражения для Ui(ntrs) и Ui(n^s) получены из
уравнения (IV.6.30).
Для определения коэффициентов Ак воспользуемся
начальным условием (IV.6.20). С учетом этого условия
при /=0 ряд (IV.6.32) будет иметь следующий вид:
f(r)= 2 Аки0(пкг),
Л=1
откуда
R
f rf (г) Уо {nk г) dr
Ak = . (IV.6.33)
P^(nftr) dr
Так как функция f(r) оказывается разложенной в ряд
по системе ортогональных функций, то решение задачи
в зоне // мы получим в виде
и=Тв<0 О’ — Го) + (гЛ = Тв «о О’ — rQ) +
R
оо J rf (r)U0(nRr)dr
+ £ -------------Un(nkr)e-cn\ (IV.6.34)
Р^(Я(кг)йг
224
Вычислим в последнем выражении интегралы. Первый
из них
R
h =^rUlMdr = (-£ [(ил(пкг)У-
rs
= -Т-)]14(«*Я])’—f-KA.(«*',)]’- ~ [£M«*G)Ia. (iv.6.35)
Воспользовавшись вронскианом функций /о(х) и
Уо«, упростим выражение
Ji(.x)Ya(x)-J,(x)Yt(x)=^-,
на основании (IV.6.24') получим
= v4rr IJo <"**)У * (я*0 -
* 1 \nkK)
-Mn^Y^R)] =
2 1
лп*Я У1М ’

а интеграл
j =J? 4______£
1 2 я’л^/?2 У2(„
Г) = _А_.
2 2Г?М)
Введя обозначения
Ut (nr) = Y± (nR) Uo (nr) и Ux (nr) = Го (nR) (nr),
получим окончательно
R
/х = f rUt (nk r)dr = ——— Г-------------
1 J KkJ 2У1(ПА₽)[ n»n2r2
rs
- Uo (n^) - (nkr J . (IV.6.36)
Второй интеграл
R
Ir = J rf 0 («0 dr = (u„a, + т, «о Го) «1 — V» »0 »a.
rs
15—1
225
где
R R
h = J rUo M dr = | = l/i KR) -
rs ra
=-
«Л nk
h = J г2ио(пкг)аг.
Выражение для i2 интегрируем по частям:
и= г, du = dr\ dv = rU0 (tip) dr\
»= I rUa (nkr)dr = — 1Л(п*г);
nk
h = $ r2U„(nkr)dr =
rs
R R
= —l/i(n*r)| —J-frt/1(n*r)dr =
n* I Ш J
rs rs
R
=_J_t/1(n(krs)+_L_Vo(M _
"* n*
я s
----т \UoMdr = --f-t/i(n*rj +
«* J "*
rs
R R
+ -vf</«(«*/?) —^o(n*G) - -7- f //.(Mdr.
n*J «* n* J
rs rs
откуда
4 = — («Н.Ч + ?. 4 Го) — l/l («*rs) + [n* rl X
"* n*
X l/i(n*rs)-W#*/?)+ rs u„ (n^s) + J Ut (n^)dr].
226
Так как, согласно (IV.6.30),
иг (nrs) = — euo (nrs) и UQ (nR) =
2
1
’ Vi (nR) ’
го
/а — (^нач + Тв io Го) “ Ц) (n^s)
nk
V^o-2
,UeM +
nk nnkYl(nk^
R
+ ^U<knkrs) + f U0(nbr)dr.
nk n* J
Возвращаясь к решению (IV.6.34) в области rs<r<C
<₽, получим
U(r,t) = v,it(r~ Гв) +
• Ft (n*R) F*
Сё

—Cffy
Ua(nkr)e
(IV.6.37)
где
— (“нач + Тв 10 Г0)----------------------F
L nk nk
П*
и,следовательно,
и (r/) = «иач^^
При 10=0:
F = eUt (Пк } = JW & V1 (Пк Гг}
nk
— (nkrs)
__________rs nk______________
“ГТТ - у0 ("* - ut (n* rs)
Я nkrs
—ег^Я
xU0(nkr)e (IV.6.38)
16*
При i*o=O получили решение Р. Баррона для случая
свободных деформаций поверхности. На участке ГоО<Л
избыточное поровое давление, согласно (IV.6.12),
In —
u* (rt) = ув <о (г — г0) + — Тв «J------— ’
In —
'о
где н = u(r t) получается подстановкой г = г€
в (IV.6.34):
«s = Tb«o(G —г0) +
у1 В) Fk Vo (n*rs) 9
+ > ------------------------------------е~СПк\
Подставляя значение us в (IV.6.12), получим
2
— Y1(nkR)FkU0(nkrs)
In—
u* (rt) = Vb »o (r — r0) ч-X
In-^-
*=i n2n2hr2
(IV.6.39)
Таким образом можно найти значение порового дав-
ления в любой точке перемятой зоны и установить сте-
пень консолидации грунта в любой точке массива вокруг
вертикальной песчаной дрены с уплотненной перемятой
зоной в том случае, когда дрены в основании работают
по схеме свободных деформаций.
7. РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ПЕСЧАНЫХ ДРЕН
С УЧЕТОМ ПЕРЕМЯТОЙ ЗОНЫ ГРУНТА
(СЛУЧАЙ РАВНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ)
При расчете этого случая - (см. рис. IV.7) принимаем
те же граничные условия и те же обозначения, что и для
случая свободных деформаций. Зона I (r0^r^rs) описы-
вается дифференциальным уравнением (IV.6.1) и имеет
228
граничные условия (IV.6.2) и (IV.6.2'). Зона II (rsг<С
<₽) описывается уравнением (IV.6.3) или (IV.6.4)
и имеет граничные условия на границе rs между смятой
и нарушенной зонами (IV.6.6) и (IV.6.7).
Начальное условие в зоне //

(IV.7.1)
Решение уравнения (IV.6.1) для зоны / имеет вид
In —
и* = V. 4 (Г - r0) + [и, - у. (г, - г0)] —, (IV.7.2)
причем значение us находится из уравнения (IV.6.4),
решение которого в зоне // ищется в виде суммы двух
функций:
и (rt) = W (rt) + У» t0 (г — г0),
причем функция W (rt) удовлетворяет уравнению
U»-2 Г dr I dt ' ’
и граничному условию
I = 0. (IV.7.3.a)
дг 1г=я
На границе r = rs выполняются условия:
“s = Т. h (G - Го) + W (rt) |^r (IV.7.4)
S
И
Начальное условие
R

y.i<,(r-re)rdr= W9, (IV.7.6)
где uHa4 — начальное избыточное поровое давление;
229
Решение уравнения (IV.7.3) ищется в виде
B7(rt)=e(r)e“w; (IV.7.7)
W = We ё~и. (IV.7.8)
Подставляем (IV.7.7) и (IV.7.8) в уравнение (IV.7.3)
и, сокращая его на 0, находим
\ дг2 2 дг / /IV 7 g\
d26 1 dti(r)
дг2 + 2 дг с ’
Как было показано выше,
e(r) = -^+c1inr + ca.
4С
Условие (IV.7.3.a) позволяет определить констан-
ту Сх:
с kW0R2
1 2с ’
с учетом которой
0(г) = — У^4-^«*г1пг + С2> (1V.7.10)
4с 2с
а
W(rt)=6(r) e~w=f — en r + сЛ e~u.
(IV.7.11)
При этом условие (IV.7.4) запишется в виде
. , ч . KW0R2. , А -м
Тв (fs 4" I . ~ЬО In rs -р 1в
\ 4с 2с /
(IV.7.12)
Обратимся к условию (IV.7.5), из которого
до» . , (“«-*'•’) Т
-т- = Т.'о +--------------.
дГ 1п^
Го
где s = rs—г0:
dW = / KWQr XU/0/?2\ -м
dr V 2с 2сг /3
230
На основании значений этих производных на грани-
це f=rs
(“s —Тв<о«)--
In --
*ц /
kj \ 2с
, ~х'
+ 2crs )
Учитывая выражение (IV.7.12), получим
1
Тв‘оЗ-- .
— Ч Тв <0 (G — г0) +
ln^ rs In —
го--------------------го
+----------------— + -—lnrs + Ca)e =
rjn-
= 2» (_ + e~Kt (IV
k j \ 2с "Г 2crs ) 1
Так как последнее выражение есть тождество, то сле-
дует приравнять свободные члены и коэффициенты при
ё~и в левой и правой частях равенства:
rs In —
2с + 2crs )’
откуда можно определить:
с»=[4 - *2inr‘+<*2-|п ]•
При kn=ki
Ca = -^[4--tf’lnrs + (tf2-r*) In—1-
2с L 2 r0 J
Таким образом, в зоне // (г5О<СЯ) мы имеем сле-
дующий закон распределения избыточного порового дав-
ления:
231
« (rt) = Т. «о (Г — Го) + В7 (rt) = Тв«о (г — г0) +
+<~и [ - y+«• I"'+4~ я'|п ’+
После упрощения это выражение примет вид
“(rt) = Тв «о (Г — Го) + е-М [----'~2~ +
+ ЯЧп у- + -р- (IF - ln-^-1, (IV.7.14)
где приняты все прежние обозначения, а значение Wo
определяется согласно выражению (IV.7.6):
2у»»о
Введем обозначение R!rs=m. Тогда
^0 == Иная Тв Ч) * [ ’
— Тв«оЛр
(m»-I)2____—1:
3m (m2—1) rsmj
2(ma4-m+ 1)1
3m (m 4-1) n
Иная
Параметр X, входящий в выражение (IV.7.14), опреде-
ляется из начального условия
W'(rt)|(=o = U70,
откуда
Го =---------f W(rf)rdr, (IV.7.15)
R’-rl J
rs
где W(rt) определяется по равенству (IV.7.11).
232
Вычислим интеграл
R R
]w(rt)rdr\l=0=^^-e-U X
rs rs
x[---^L + R>\n-£- + ^-(R>-rl)lnA|fdrU =
\ * 's I r0 J
С учетом этого равенство (IV.7.15) примет вид:
2 ^ors I т*~ 1 m« - m« —ma .
r-Л •—I—ё~+—lnm——H
+ A (tn2 - 1) ln-*-l -2^-) = Wo,
*1 mr0 | 2 J
или после упрощений
X = -^-x
я>
m2 , 3m’ —1 , *п (m2 —1) , Л
ma — 1 4m2 я1 m2 mr0
(IV. 7.16)
Введем обозначения
г / t c \ ma . 3m2 — 1 ,
F (mn k. k„) =---In m-------------F
v in7 m2_l 4ma
। kn 0 Jn 2L
kl m2 tn
Ф (mn) =
2(ma + m+D
3m (m 4-1)
1
n
Тогда решение задачи, т. е. закон распределения избы-
точного порового давления в зоне //, запишется уравне-
нием
?33
u(rl\-v i (r — r 1 4- Г +
«КО —Т.'оК ло) + RiFimnkjk^ [ 2 +
г k„ ,1 2ct
4- R2 In--h —— (R2 — r*) In — e iwmnfcj лП) ,
fS kl Го J
(IV.7.17)
а закон распределения избыточного порового давления
воды в зоне /:
In -у-
“* = Т. «о (»• — Го) + [«! — т, «о (г5 — Го)]---— •
\п—^~
г0
(IV. 7.18)
где
“s = « И |r=rs = V. «о (г, - г0) +
I «нач ’ Vb^?<P (nw) J" *и j D2 2\ i„ rs "| — .
+ WFA„) [— ~fs) ln — ]e ««’('""Mil) .
(IV.7.19)
В частном случае, когда rs = г0, т. e. отсутствует перемя-
тая зона, выражение (IV.7.14) принимает следующий
вид:
«(г/) = Т.»о(г —Го) + U f f° + /?ln—).
2С \ Z Г© /
где при rs =г0
^О = «1,ач-7,й/?(2-(Г^:Г>1) --ч
( 1) nJ
причем здесь /и=л= —, а А определяется по форму-
г0
ле (IV.7.16) при rs = rQ:
2с ___________1__________
~ R2 ' т2 , 3/п2—1 '
т2 — 1 4m2
Таким образом, для случая rs =г0 получим выведен-
ное ранее решение (IV.6.12).
234
Рассмотрим далее такие грунты, у которых началь-
ный градиент /0 равен пулю. Решение (IV.7.14) при
iо = 0 принимает следующий вид:
« И = е~и г Аг1 + 1п +
+ —(К2 —r’)ln-M, (IV.7.20)
где
=2с_________________________1____________________
Я2 т2 , 3m2 —1 *ц (m2_n r
In m — -----In----
m2 — 1-----------------------------------4m2 kx m2 mr0
(IV.7.21)
^0 ~ ^нач-
Если в выражениях (1V.7.20) и (IV.7.21) ввести обозна-
чения
т = -5- = = — . A = s, — = п, R = rh
rs rslro s ro ro
то получим известное решение Баррона [57].
8. РАСЧЕТ КОНСОЛИДАЦИИ ГРУНТОВ
ВОКРУГ ВЕРТИКАЛЬНОЙ ДРЕНЫ
С УЧЕТОМ НЕРАВНОМЕРНОСТИ
РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ИЗБЫТОЧНОГО ПОРОВОГО ДАВЛЕНИЯ
В НАЧАЛЕ ПРОЦЕССА КОНСОЛИДАЦИИ
(ПЕСЧАНАЯ СВАЯ)
Как было указано в главе 111, при забивке свай в во-
донасыщенные грунты вокруг них в пределах опреде-
ленных границ возникает зона начальных напряжений.
Со временем эти напряжения уменьшаются (релаксиру-
ют). Как показали опыты, распределение напряжений
после забивки свай в этой зоне различно. Для некото-
рых видов грунтов (например, для водонасыщенных лёс-
сов) начальное напряжение, вызванное забивкой свай
(или трубы), уменьшается пропорционально расстоянию
от боковой поверхности сваи. В нашем расчете примем,
что в начальный момент времени t=0 начальное поровое
давление ипзч изменяется линейно (рис. IV.8).
235
При М
« = —^-(Г-Я); И = -^ач_(Я-г).
A—Tq *\ ~~Гд
Математически задача сводится к интегрированию
уравнения
*t=cp!!f_ + _L.Jfq_«!Lb (iv.8.1)
dt \dr^ r r dr I r K '
Рис. IV.8. Эпюра распределения
порового давления вокруг сваи
в начальный момент времени
(/=0)
при граничных условиях:
u(rot) = 0
-571 = ‘0?»
аг 1г=д
и начальном условии
«(Н)) = ^-(Я-г).
*\ — г о
Решение ищется в форме
«(rt) = т» «о (г — га) + W (rt),
чтобы при этом функция
W(rt) удовлетворяла урав-
нению
= +-L.W} (iv.8.2)
dt \ dr% ' Г dr / '
при граничных условиях
»'(/„/) = О,
«LI =о
дг |г=я
(IV.8.3)
(IV.8.4)
и начальном
W(r0) = (R-r)-y.iB(r-rt) = ф(г).
А — Го
Решение уравнения (IV.8.2) при граничных условиях
(IV.8.3) и (IV.8.4) имеет следующий вид
60 2
Е Cke~cnk‘и0(пкг).
Л=1
236
Используем начальное условие при / = 0. При этом
w (гО) = ч> (г) = (R- г) - т. <•. (Л - Г.) =
К го
= Е CkU^nkrY
ф(г)= S СЛ[70(п,г);
Л=1
R R
f r^>(r)U0(nkr)dr = CAf rUo(nkr)dr =
= ^-[R^0(nkR)-^(nkr0)]-
яМ'?("**)
2 Po ("* ,o)_ Ji ("» R)]
R
^r<f(r)U0(ni,r)dr.
Обозначим интеграл
R
j rq>(r)l/o(«*r)dr = F*.
Тогда
R
F„ = J (R - r) - T.(r - r0)] Uo (»* r) dr. (IV.8.5)
Вычислим этот интеграл по частям:
W = -^-(R~r)-t.io(r-ray,
dW= (--^--y.i^dr.
\ R—Го /
dv = rU0 (nk r) dr'.
Тогда
v = i ffUQ(ntlr)dr= —и^Пъг).
nk
R R
Fk = WU\—\UdW = ^^a-(R-r) —
237
R R
— Yb «0 (r — r0)j ~ Vi (4k r) | + J Vi (nk r) p. »0 +
+ Л]* =~“™—и1(пкг0) + kio + z^)x
я —/oJ nk \ R — rJ
R
X \ — rUt(nkr)dr.
J nk
Если учесть, что
R R
\rU1(nkr)dr =----Ua(n„R) + -L fU0(nkr)dr,
J rik nk J
то получим
Fk = -^4^Ul(nkr0)-^UQ(nkR)-
4k n*
~ 2 U° M + (^ + 72 J fu" ^dr-
(IV.8.6)
Решение уравнения (IV.8.1) находим в виде:
« (г0 0 = Тв «о (г — ГВ)+ W (rt) = Т» «0 (г — г0) +

~cnk‘ у , X
4(пвГ.)- ° * К
(IV.8.7)
В некоторых грунтах (см. главу III) напряжения вокруг
сваи уменьшаются по нелинейному закону. Пусть распре-
деление избыточного порового давления неравномерно
и нелинейно в начале процесса (рис. IV.9.a). Тогда на-
чальные условия изменятся следующим образом:
и (Я)) = (г), a W (гО) = $ (г) — Y, «0 (г — r0) = <h (г).
Вид решения сохранится, изменится только СЛ:
R
Ck =
2ро (n* ro) ~ Jl (“» Я)]
r<h(r)Uo(ni,r)dr,
238
а интеграл
Fk^nhiryUa^ddr
примет значение
r R
Fk = J n|> 0 Ut («* r) dr + f [— у, i0 (r — r0) UB (nk r)] rdr.
Причем второй интеграл в этой формуле определяет-
ся из выражения (IV.8.5) при п|1ач =0; при этом
я 5
Fk = f dt^U,Mdr + UoMdr.
Го k Г,
Решение задачи запишется в виде:
«(rO = V,»o(r—г«)+
Л2 nk (nk Fk x
2 Jo(nkro)Ji (nkF)
k=l
Хе сп,,‘ UB(nkr).
(IV.8.8)
Пусть, например,
кривая и(го)=ф(О —
парабола (рис. IV.9, б)
с вершиной в точке R,
описываемая уравне-
нием
k(r — RY = u.
При г=г0
U = 44Нач И k —
________ цнач
~ (Го-/?)а ’
откуда
14= —нач (r — RY,
('о-*)2* '
Рис. IV.9. Эпюра распределения
порового давления вокруг сваи при
f=0 и нелинейном распределении
напряжений грунта вокруг сваи
239
или
u = Иная . a-------2/?«нач г + «начЛ = a br + c
(r0-R)3 Oo-*)a (Го-Я)а
где
д = — “нач . £ = _ . c — Цкач#2
(Го-/?)2 ’ (Го-W ’ (Го-W ‘
Итак, в общем виде
и (лО) = ih (г) = аг3 4- br 4- с.
Интеграл
R
Fk = Jr (ar3 4- br 4- c)Ub(nkr)dr
берется по частям:
и = ar2 4- br 4- с; du = 2аг 4-6; dv — rU0 (nkг)dr;
v = — Ui(nkr);
nk
R
J = Jr (ar3 4- br 4~ c) f/0 (tlk r)
r0
R R
= (ar3 4- br 4- c) — UY (nk r) I----— f (2ar 4- b) rUt (nk r) dr.
nk I nk J
Еще раз интегрируем по частям:
и = (2аг + 6) г; du = 4аг 4- 6;
dv = их (nk г} dr; v=----— Uo(nkr);
nk
R R
(агг + br + c)-^ ui(.nkr) |— ~ J (2ar + rfJo^nk r)dr=
- -(ar* + br0 + c) ro) -
R R
— |(2w2 + br) “ (°* r) | + ~ J (4ar + b) U°(n'‘r
=—(<?Г*+ 6r0 + c) —1/1(мЛг) +
4 'nit
240
+ (2aR2 + bR) J- l/0(n*7?)—f rUB(nkr)dr-bT.
“k nk J nk
fU„(nkr)dr =- (ar? + 6r0 + c) Ut (nkr0) + (2aR + b).
A- UB (n„ R) + ~-rB V, (nk r0) —L f l/0(«* r) dr.
»* "* "*J
r.
Так как
nnkr0
ri /*» p\_ Jo(nkfo) 2
</о(«лЛ)— JM) .nnkR .
И учитывая значения a, b и с, получим после преобразо-
ваний
2^?Ц|ач_____।
R
Jt/o(nkr)dr.
+
Подставив значение Fk в выражение (IV.8.7), полу-
чим решение задачи для случая, когда избыточное поро-
вое давление в начале процесса (при /=0) распределено
по закону параболы.
В настоящее время для уточнения характера распре-
деления напряжений вокруг свай, забитых в различные
грунты, проводятся исследования. Как показали первые
опыты, на характер эпюры существенно влияет диаметр
забиваемой сваи и начальная пористость грунта.
Эксперименты показали, что при забивке трубы диа-
метром 30 см с закрытым концом в илы оз. Сиваш на-
чальные напряжения в грунте уменьшались по мере уда-
ления от сваи по кривой, близкой параболе. Более точ-
ное распределение напряжений для различных грунтов
может быть получено при установке мессдоз и датчиков
порового давления в грунтовый массив на разной глу-
бине и на поверхности основания.
16—1
241
9. РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ДРЕНАЖНЫХ ПРОРЕЗЕЙ
ДЛЯ СЛУЧАЯ СВОБОДНЫХ ДЕФОРМАЦИИ
При устройстве дренажных прорезей вода, отжимае-
мая из уплотняемого водонасыщенного грунта, движется
в горизонтальную дренирующую подушку (вертикально
вверх) и в вертикальную дренажную прорезь (горизон-
тально). Таким образом, предстоит решить пространст-
венную задачу консолидации. Так как дренирующие про-
рези обычно устраивают в одном направлении (напри-
мер, вдоль дороги), то данную задачу можно рассматри-
вать как двухмерную (плоскую) задачу консолидации.
Общее уравнение консолидации для этой задачи при-
обретает следующий вид:
kr д2и kz д2и аг ди
Тв " дх2 тв dz2 1+еср * dt
где kz,kf — коэффициенты фильтрации в вертикальном
и горизонтальном направлениях соответст-
венно;
az — коэффициент сжимаемости грунта в верти-
кальном направлении;
еср—среднее значение коэффициента пористо-
сти в процессе уплотнения.
При решении этой задачи полагаем, что устраивае-
мая над вертикальными дренажными прорезями горизон-
тальная дренирующая подушка (обычно песчаная) явля-
ется абсолютно гибкой и не перераспределяет напряже-
ний при разных осадках поверхности грунтового масси-
ва (случай свободных деформаций). Поэтому около дре-
нирующих прорезей осадки будут протекать быстрее, чем
вдали от них.
Используя теорему Н. Карилло, данную двухмерную
задачу можно разделить на две одномерные задачи, а ре-
шения совместить по формуле Н. Карилло
где urz — поровое давление при одновременном движе-
нии воды в песчаную подушку и вертикаль-
ную дренажную прорезь;
иг — поровое давление при движении воды только
вертикально вверх в песчаную подушку;
ие— поровое давление при движении воды только
242
горизонтально в вертикальную дренажную
прорезь.
Решения одномерной задачи консолидации
ди __________________ д2и
~дГ ~ С дг2
подробно рассмотрены в ряде работ по механике грун-
тов [52, 53] и здесь не приводятся.
Если грунты изотропны, т. е. сжимаемость и прони-
цаемость их в вертикальном и горизонтальном направле-
ниях одинаковы, то достаточно решить одно уравнение.
В большинстве случаев сильносжимаемые и водонасы-
щенные аллювиальные грунты характеризуются анизо-
тропностью свойств. Как правило, фильтрация в горизон-
тальном направлении сквозь грунт происходит с коэффи-
циентом фильтрации, в десятки раз большим, чем в вер-
тикальном направлении. Исследования, проведенные на-
ми на площадках, сложенных водонасыщенными лёссо-
выми грунтами, показали, что коэффициент фильтрации
в вертикальном направлении в 6—22 раза больше, чем
в горизонтальном. Кроме того, как было указано в гла-
ве I, величина коэффициента фильтрации существенно
изменяется во времени, и в расчетах следует использо-
вать значения «длительного» коэффициента фильтрации.
Для грунтов описанных типов значения коэффициента
консолидации в вертикальном и горизонтальном направ-
лениях будут разными.
Для тех случаев, когда дренажные прорези распола-
гают на значительном расстоянии одну от другой (4—
7 ж), расчет следует проводить по схеме свободных де-
формаций, а при более близком расстоянии между дре-
нами — по схеме равных деформаций.
ю. приближенный расчет вертикальных
ДРЕНАЖНЫХ ПРОРЕЗЕЙ ДЛЯ СЛУЧАЯ РАВНЫХ
ДЕФОРМАЦИИ
Обычно при устройстве вертикальных дренирующих
прорезей над ними отсыпают горизонтальную дре-
нирующую подушку, часто устраивают насыпь (дамбу)
значительной толщины и жесткое покрытие, обычно бе-
тонное или железобетонное (автомобильные дороги,
взлетные дорожки, полы промышленных предприятий
ит. п.).
16*
243
Это слоистое покрытие основания при достаточной
толщине слоя обладает, как правило, большой жестко-
стью и может быть рассмотрено как плита («жесткий
штамп»), которая значительно перераспределяет напря-
жения в основании и обусловливает равные деформации
поверхности основания.
Следует отметить, что сжимаемость материала дрени-
рующей прорези значительно меньше, чем уплотняемого
сильносжимаемого грунта. Поэтому вблизи дренирующих
прорезей осадки будут меньше, несмотря на то, что по
теории консолидации для случаев свободных деформа-
ций осадки вблизи прорезей в момент времени t должны
быть больше по величине, чем в удалении от них.
Оба эти фактора определяют необходимость постанов-
ки задачи для случая равных деформаций, которая и рас-
сматривается ниже.
Расчет основывается на следующих допущениях:
1. Для сильносжимаемых водонасыщенных грунтов
в начальный момент времени (/=0) при воздействии
мгновенно приложенной постоянной нагрузки q величина
порового давления
w/=o — Я Рстр*
2. Фильтрация воды, отжимаемой из уплотняемого во-
донасыщенного сильносжимаемого грунта в дренирую-
щую прорезь, протекает с отклонением от закона Дарси
(влияние начального градиента напора):
где to — начальный градиент напора.
3. Величина коэффициента сжимаемости в течение
всего времени действия нагрузки не меняется.
4. Величина коэффициента фильтрации в процессе
консолидации постоянна (в расчете принимаем среднее
значение коэффициента фильтрации до и после уплот-
нения грунта нагрузкой q).
5. Поровое давление в теле дренажной прорези равно
нулю.
6. Поверхность грунтов основания остается горизон-
тальной в течение всего процесса консолидации (случай
равных деформаций).
7. На основании теоремы Н. Карилло двухмерная за-
дача консолидации делится на две задачи: консолидация
244
при движении воды вертикально вверх в дренирующую
подушку (эта задача здесь не рассматривается, так как
ее решение приведено в ряде работ по механике грунтов
[51, 52, 53]) и консолидация, обусловленная движением
воды в вертикальную дренирующую прорезь (для случа-
ев равных деформаций).
Исходя из того, что по условиям поставленной задачи
осадки поверхности в любой момент времени t равны,
эффективные напряжения в различных точках основа-
ния на горизонтальных плоскостях в любой момент вре-
мени также равны между собой. Таким образом, необхо-
димо решить задачу по определению среднего значения
эффективных напряжений в момент t для грунта, рас-
положенного между дренажными прорезями.
В дальнейшем рассматривается только задача консо-
лидации при горизонтальном движении воды в верти-
кальные дренирующие прорези без учета влияния гори-
зонтальной дренирующей (песчаной) подушки.
При воздействии мгновенно приложенной постоянной
равномерно распределенной нагрузки q конечная осадка
s = a^Hqt
а осадка в момент времени t
== Оо
где аэф—среднее эффективное напряжение в горизон-
тальном сечении основания между дрени-
рующими прорезями.
Степень консолидации Vr при движении отжимаемой
из водонасыщенного грунта воды в дренажные прорези
может быть получена из формулы
V = Sf =
s 9
Проведем на расстоянии х от вертикальной дрениру-
ющей прорези две параллельные плоскости. Очевидно,
что количество воды, протекающее через эти плоскости
к дренирующей прорези, будет равно количеству поровой
воды, вытесняемой из объема грунта, расположенного
между двумя плоскостями: одна — на расстоянии х от
первой дренирующей прорези и другая — на расстоянии
х от соседней дренирующей плоскости (см. рис. III.11).
Количество воды, которое вытесняется из водонасы-
щенных грунтов за единицу времени через единицу пло-
245
щади, равно осадке этого грунта за единицу времени,
умноженной на длину рассматриваемого участка
2v = (2L-2x)aB-^-, (IV. 10.1)
dt
где 2L— расстояние между дренирующими прорезями.
На основании допущения о равных деформациях ос-
нования эффективное напряжение имеет среднюю вели-
чину и зависит только от времени консолидации, а поро-
вое давление изменяется по мере удаления от дрениру-
ющей прорези и зависит от времени консолидации.
Из условия, что общее переданное на основание дав-
ление q равно сумме эффективного напряжения
и порового давления и, получаем уравнение
t
q-2(L —b) = оэф-2 (L—b)+2 §udx,
где 2b—ширина дренирующей прорези.
С учетом скорости фильтрации и выражения (IV. 10.1)
имеем
.-yL-‘o)=(i-x)«e^, (IV.10.2)
\ Тв ox J dt
или иначе
= (L _ Х) + iB v„ (IV. 10.3)
ох ot
Ищем решение этого уравнения в виде:
« = (br- V +Л)Л . + ТвiBx,
\ 2 / Sr ot
kr . .
где cr = —— — коэффициент консолидации.
Из граничного условия, что при х=Ь начальный гра-
диент напора 10=0 и поровое давление и = 0, находим
значение постоянной интегрирования
A= — — Lb
2
и выражаем уравнение (IV. 10.3) следующим образом:
« = (1* - V + -у - Lb\ -L . i„ X. (IV. 10.4)
\ Z Z J С? О1
246
Решая совместно уравнения (IV. 10.2) и (IV. 10.4), по-
лучаем:
q (L - b) = аэф (L - Ь) 4- J [(/., - - L, ) X
ь
X --75Г-+ ?»*•*]<**.
cr 01 J
После интегрирования и подстановки пределов
q(L-b) = c*(L-b)+ +Тв »о ,
откуда
- , 1 (L—Ь)2 dog* . . L+b
д = Оа* + ~^з------------аГ + т.»о— •
Разделяя переменные, получим
dt =----------------------- • (Л~Ь)2 , (IV. 10.5)
- . (L b \ с г 3
0-Пэф-Тв <0 (“vj
или
di = - d In (у - 5зф- т, «0 ±,
где
ЛЛ $СГ
м =------—.
(I-b)2
Интегрируя, находим
Mt + В = In [7 — о* — 7, Zo ,
или
? = о,ф - Тв io = D, e~Ml. (IV. 10.6)
Постоянную интегрирования Dt находим из началь-
ных условий: при /=0оэф = рстр, тогда
Di = q — Рстр — Тв ‘о •
247
Подставляя значение D\ в уравнение, имеем
/ заг \
<м = [?—Рстр — У,ioV1 — е a’<L~br‘)+Рстр-
Степень консолидации в момент времени t на основа-
нии уравнения (IV.10.6) будет равна
у оэф __Г । Рстр Тв ‘о + b \ 1 х
' q L Я Я \ 2 /]
X (1 - ё~м‘) +
и окончательно
°эф Г1 Рстр Тв *о + b \1 v
= 7’Р Г
X (1 — ё~ ^^г‘] + . (IV. 10.7)
Согласно этому уравнению, с увеличением времени t
величина осадки ассимптотически приближается к конеч-
ному значению, так как Vr стремится к единице.
•?7,J 24.8 • •28.0 •27,6 28,8 •
Д •28,2 MU267 28,0 • 29.4 • Ц
. 1.5" > tj) г8,5^ 1,0 2.220,5у t.Q „ !.5м у
Рис. 1V.10. Сопоставление расчетных и фактических значений влаж-
ности грунтов вокруг дренажной прорези
Уравнение (IV. 10.7) позволяет установить пределы
применимости вертикальных дренирующих прорезей для
сокращения сроков консолидации сильносжимаемых во-
донасыщенных глинистых грунтов. В тех случаях, когда
степень консолидации Vr при расчете по формуле
(IV. 10.7) получает отрицательные значения, применение
вертикальных дренирующих прорезей нецелесообразно,
так как вода из грунта не будет отжиматься при данной
нагрузке q.
248
Сравнение расчетных данных по формуле (IV. 10.7)
с данными полевых наблюдений приведено на рис. IV. 10.
На этом рисунке цифрами обозначена весовая влажность
в точках основания, а сплошной линией изображены рас-
четные кривые одинаковой влажности, определенные
с учетом степени консолидации по формуле (IV.10.7).
11. РАСЧЕТ КОНСОЛИДАЦИИ ГРУНТОВ ОСНОВАНИЯ
ПРИ ПРИМЕНЕНИИ ИЗВЕСТКОВЫХ СВАИ
Опытами установлено, что даже после окончания про-
цесса схватывания и твердения извести на границе из-
вестковая свая — слабый грунт возникает зона, по кото-
рой движется вода.
Будем считать, что в процессе гашения извести вода
может свободно проходить сквозь тело известковой сваи
и что в этот период известковая свая является дреной для
отжимаемой поровой воды. Дрена — известковая свая
радиусом ri расположена по оси цилиндра радиусом 7? —
зоны влияния известковой дрены. В процессе гашения
извести дрена — известковая свая увеличивается в раз-
мере (в диаметре) на величину дг. Примем условно, что
в процессе увеличения объема известковой сваи интен-
сивность вертикальной уплотняющей нагрузки равна q
(в большинстве случаев q будет равно 0). Так как длина
известковой сваи значительно больше диаметра зоны ее
влияния, будем считать, что слабый водонасыщенный
глинистый грунт в теле цилиндра (зоны влияния извест-
ковой сваи) работает в условиях обобщенной плоской де-
формации.
Рассмотрим напряженное состояние грунта вокруг
дрены в начальный момент времени /=0. Для решения
используем теорию линейно-деформируемой среды
и предположим, что при / = 0 коэффициент Пуассона
р =0,5. Из допущения, что ег=С=const, можем запи-
сать
о, = Л-^-; аг = Л-^0С;
°* = л + ”7: = °>
(IV. 11.1)
где аг — напряжение в радиальном направлении
(рис. IV.11);
249
ob—напряжения в тангенциальном направлении;
аг—напряжения в вертикальном направлении;
тГ2— касательные напряжения.
Постоянные Л, В, С определим первоначально из до-
пущения, что по поверхности г=гх и r—R соответственно
Рис. IV.11. Схемы для расчета известковых свай
а — расположение известковых сваЛ в плане; б — сечение /—/; в —расчет-
ное напряженное состояние вокруг сван
действуют сжимающие радиальные напряжения ог=
= Ра и а2 = Рь. Кроме того, в каждом из поперечных
сечений вертикальные напряжения равны. Тогда
__ ?b R2 Ра . d _ ?Ь ?а ря г2.
“ Л2-г2 ’ R2—r2 Р
(IV. 11.2)
Используя соотношения (IV.11.1), получим радиаль-
ную составляющую смещения
dr = XPbR2 — Par2 г — *ЧГ . 1 РЬ-Ра t
GGRi — f! 6G 2G R*—r2 ' r ’
где G — модуль сдвига грунтового скелета (грунта).
Совместное воздействие давлений ра и рь должно
быть таким, чтобы внутренняя поверхность дрены (г=
=П) переместилась в сторону внешней нормали на ве-
личину дг, а внешняя (r=R) осталась неподвижной.
Выполнение этих условий приведет к следующим соот-
ношениям:
250
a,=q+2G~^-
V Р2 „2
+«^(
Gb = q +
; <*2 = <7-
Среднее напряженное состояние в грунте при увели-
чении радиуса дрены Г\ на дг
<’cP=4-(^ + a» + ^) = <7 + 2G-T:iT- <IVlt3)
d R —гх
Таким образом, в результате увеличения объема те-
ла известково-песчаной дрены в грунтовом массиве воз-
растают напряжения, что приводит к ускорению процес-
са консолидации по сравнению с использованием верти-
кальных песчаных дрен.
Дифференциальное уравнение, определяющее поро-
вое давление при движении воды к дрене, запишется
в виде
ди = c / д2и 1 du\
dt “Cr\ dr* + r dr Г
где и — избыточное поровое давление;
сг—коэффициент консолидации при горизонталь-
ном движении воды к дрене.
Граничные условия можно записать в следующем
виде:
(IV. 11.4)
при r = rt и = 0; при r=R —— = 0. (IV. 11.5)
dt
Начальным условием является полученное выше вы-
ражение (IV. 11.3), которое можно записать иначе:
(IV. 11.6)
Решение уравнения (IV. 10.4) при граничных
чальных условиях (IV. 11.5) и (IV. 11.6) известно
жет быть получено в форме
20-^1-
л2-,?
И
и
на-
мо-
о
ED(X)e"n fr'Z0(nr),
и =
где
D(n) =
2 (Xn гд) Zi (kn и)
251
zo (n r) = J (Ar) - Yt (n r);
* о (лл r 1)
Z^nr) = Л(пг)- ^^Ух(пг);
*o \n r 1)
здесь J0(x), Ji(x), M*h hW—функции Бесселя и
Неймана нулевого и первого порядка.
Собственные числа Хп определяются как корни ха-
рактеристического уравнения
Л ('1 п) Ух (Rn) - Л (Rn) Yo (rn) 0.
Если учесть одновременное отжатие воды вертикаль-
но вверх в песчаную подушку и считать «=0 при 2=0
du л ч t
и — =0 при Z=ft, то получим
л=1,3,5
XZD(л)Z0(nr)expn2с /
Эффективные напряжения в грунте будут при этом
равны
q+2С (3+7г) - «И
°?*= ч + 2G (з- -£-) -«(«О;
о’Ф = 0 —a(rzf).
(IV. 11.7)
Приведенные формулы показывают, что при приме-
нении известковых свай процессы консолидации слабых
водонасыщенных глинистых грунтов происходят быст-
рее, чем при устройстве песчаных дрен с пригрузкой.
Данное решение нами выведено без учета величины
структурной прочности сжатия и начального градиента
напора. Это объясняется тем, что в настоящее время
пока неизвестно, сохранится ли явление начального гра-
диента напора при химическом воздействии извести на
поровую воду в окружающем водонасыщенном глинис-
том грунте* не произойдут ли осмотические явления
И неизвестно, как изменится структурная прочность ежа*
252
тия в пределах зоны влияния известковых свай при вза-
имодействии извести с глинистыми частицами скелета
слабого грунта. Если, однако, экспериментами будет ус-
тановлено, что при применении известковых свай сохра-
нится явление начального градиента напора, в также
величина структурной прочности сжатия уплотняемых
грунтов, то вместо дифференциального уравнения
(IV. 11.4) следует использовать уравнение (IV.3.10)
и принять граничные условия для вертикальных песча-
ных дрен.
12. РАСЧЕТ ОСНОВАНИЯ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ ДЛЯ
СЛУЧАЯ ПРИМЕНЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ДРЕН
И ДРЕНИРУЮЩИХ ПРОРЕЗЕЙ
Допустимая деформация основания определяется ве-
личиной предельной осадки, которую может испы-
тывать сооружение без нарушения его эксплуатацион-
ной пригодности. Деформация основания определяется
из условия совместной работы сооружения и его основа-
ния. Значения допустимых осадок могут быть найдены
из таблиц, составленных в результате статистического
обобщения данных многочисленных наблюдений за
осадками сооружений и их деформируемостью [54, 53].
При применении вертикальных дрен и дренажных
прорезей необходимо, чтобы основная часть ожидаемой
величины осадки произошла в период возведения соору-
жений, т. е. до устройства железобетонного днища шлю-
за, бетонного покрытия дорог, аэродромов и т. п. Осад-
ки, которые произойдут после окончания строительства,
должны быть меньше допускаемых для данного типа
сооружений.
Методика проектирования основания из сильносжи-
маемых водонасыщенных глинистых грунтов для случая
применения вертикальных дрен и дренирующих проре-
зей заключается в следующем:
1. Определяется величина ожидаемой деформации
основания s от нагрузки сооружения.
2. Определяется величина предельной деформации
основания фундамента, которая обусловлена предель-
ной величиной деформации конструкции сооружения $пр.
3. Определяется степень консолидации, которую
грунты основания должны иметь к моменту возведения
сооружения
263
у _ S — Snp .
S
4. В зависимости от установленного планом времени
tj определяется степень консолидации основания из
сильносжимаемых водонасыщенных глинистых грунтов
при устройстве только горизонтальной дренирующей
(песчаной) подушки Vz за время 6.
5. Определяется степень консолидации основания из
сильносжимаемых водонасыщенных глинистых грунтов
Vr, которая должна произойти в результате работы
вертикальных дрен или дренирующих прорезей за вре-
6. В зависимости от требуемой степени консолидации
V, (за время fj), структурной прочности сжатия грун-
тов рстр, начального градиента напора при фильтрации
х*о и физико-механических характеристик сильносжимае-
мых водонасыщенных глинистых грунтов по формулам,
приведенным в настоящей главе, определяется расстоя-
ние между вертикальными дренами (дренажными про-
резями) и их диаметр (ширина прорези).
В связи с тем что отжимаемая в процессе консолида-
ции из грунта вода выносит определенное количество
глинистых частиц, которые со временем частично заили-
вают дрену, до постановки исследований рекомендуется
величину расчетного диаметра дрены или ширину проре-
зи увеличивать на 10—15%.
13. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ ОСНОВАНИЯ ДЛЯ СЛУЧАЯ
ПРИМЕНЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ПЕСЧАНЫХ ДРЕН
И ДРЕНАЖНЫХ ПРОРЕЗЕЙ
Как было показано выше, применение вертикальных
песчаных дрен, дренажных прорезей, а также песчаных
подушек совместно с вертикальными песчаными дрена-
ми значительно сокращает сроки консолидации сильно-
сжимаемых водонасыщенных грунтов.
По мере уменьшения в процессе консолидации поро-
вого давления или влажности прочность (сопротивление
сдвигу) сильносжимаемых водонасыщенных глинистых
грунтов увеличивается. Исключение составляют грунты
с прочными структурными связями и случаи, когда при-
254
ложепная нормальная нагрузка меньше структурной
прочности сжатия грунтов.
Расчет прочности основания по аналогии с определе-
нием прочности водонасыщенных грунтов можно произ-
вести двумя способами.
Первый, приближенный способ, основан на теории
порового давления и широко распространен за рубежом
[51]. По этому способу прочность грунта в любой точке
основания сооружения в данный момент времени / опре-
деляется следующим образом. Поровое давление иг
в данной точке основания в момент времени t находят
из условия передвижения поровой воды только в гори-
зонтальном направлении в вертикальные песчаные дре-
ны. Затем определяют поровое давление иг в этой же
точке основания и в тот же момент времени t для случая
передвижения поровой воды вертикально в песчаную по-
душку.
Для определения иг и иг пользуются известным
уравнением
kr / 1 ди . д2 и \ kz /д2 и \_ а ди
Тв \ г дг дг2 ) Тв \ dz2) 1 + е dt '
При граничных условиях, указанных в п. 3 главы IV,
решение этого уравнения получено Л. Рендуликом и
К. Терцаги и представлено в виде зависимостей иг от
фактора времени Тг и относительной глубины слоя
и зависимости иг от фактора времени Тг и расстояния
между дренами и диаметром песчаных дрен
(см. рис. IV.3) или по формулам главы IV.
Зная иги uzt на основании теоремы Н. Карилло най-
дем суммарное поровое давление в данной точке осно-
вания в момент времени t (в случае передвижения поро-
вой воды в песчаную подушку и вертикальные песчаные
дрены одновременно):
где и0—поровое давление в момент времени t=0 пос-
ле приложения нагрузки.
По величине порового давления игг можно опреде-
лить сопротивление грунта сдвигу в данной точке в мо-
мент времени t.
Для расчета устойчивости сильносжимаемых водона-
сыщенных грунтов при незавершенной консолидации
согласно исследованиям В. А. Флорина [52] и Н. Н. Мас-
лова [53] целесообразно использовать метод круглоци-
линдрических поверхностей скольжения. При определе-
нии сопротивления грунтов сдвигу по методу
круглоцилиндрических поверхностей (или по какому-ли-
бо другому методу) следует ожидаемую поверхность
сдвига разбить на небольшие участки и определить по-
ровое давление на этих участках в различные моменты
времени. Затем, суммируя сопротивление сдвигу по
всем участкам в данный момент времени /, можно опре-
делить сопротивление грунтового массива сдвигу по
предполагаемой поверхности скольжения в процессе
консолидации.
Однако следует отметить, что описанный способ рас-
чета прочности грунтового основания для случая приме-
нения вертикальных песчаных дрен и песчаных подушек
на стадии незавершенной консолидации обладает всеми
недостатками, указанными в п. 6 настоящей главы.
Второй способ расчета прочности основания базиру-
ется на определении изменения влажности в процессе
консолидации. Зная зависимость сопротивления грунтов
сдвигу от влажности (см. п. 6 главы I) и определяя влаж-
ность в данной точке грунтового массива в момент вре-
мени /, можно найти сопротивление грунта сдвигу в дан-
ной точке массива в момент времени t.
Как показали лабораторные исследования (см. п. 4),
изменение влажности во времени в процессе консолида-
ции как для случая применения песчаной подушки, так
и для совместного применения вертикальных песчаных
дрен и песчаной подушки хорошо описывается уравне-
нием, предложенным Н. Н. Масловым:
wt = ^нач- (№Ba4- ^кон)К,
где Wt—влажность грунта в момент времени t в %;
1Гнач— начальная влажность грунта в момент при-
ложения нагрузки в %;
Гкон — конечная влажность грунта (после оконча-
ния уплотнения грунта под данной нагруз-
кой) в %;
V—общая степень консолидации, определяемая
для случая совместного применения верти-
кальных песчаных дрен и песчаной подушки.
В любой момент t степень консолидации V определя-
ется по уравнениям консолидации.
Глава V
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
КОНСОЛИДАЦИИ СЛАБЫХ ВО ДО НАСЫЩЕННЫХ
ГЛИНИСТЫХ ГРУНТОВ ПРИ ИСКУССТВЕННЫХ
ОСНОВАНИЯХ
1. ЗАДАЧИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
Задачи экспериментальных исследований состоят
в том, чтобы выяснить фактическую работу грунтов ос-
нования данного сооружения при различных методах
искусственного уплотнения и упрочнения грунтов осно-
вания вертикальными песчаными дренами, песчаными
сваями, дренирующими прорезями, известковыми свая-
ми и т. п.
Кроме того, исследования позволили проверить спра-
ведливость предложенных нами методов и формул рас-
чета искусственных оснований и пределы их примени-
мости.
Полевые опыты позволяют исследовать грунты ис-
кусственных оснований различных типов при помощи
больших штампов, близких по размеру реально сущест-
вующим (и проектируемым) фундаментам. При поле-
вых натурных опытах можно выявить процессы заили-
вания дрен и песчаных свай в различных грунтовых ус-
ловиях, оценить длительность работы песчаных свай,
песчаных дрен и прорезей и определить эффективность
их работы. Однако следует отметить, что точность изме-
рений в полевых опытах обычно значительно ниже, чем
в лабораторных. Кроме того, в лабораторных опытах,
которые проводятся при постоянной температуре, можно
добиться большей повторности экспериментов, уточнить
распределение порового давления во времени, найти
распределение порового давления на различных рассто-
яниях от песчаной дрены, известковой сваи, песчаной
подушки и т. п. В лабораторных условиях можно полу-
чить более обширную информацию о фактическом на-
пряженном состоянии грунта при действии известковых
и песчаных свай, а также изучить вопросы, связанные
с релаксацией напряжений в слабых водонасыщенных
глинистых грунтах при устройстве песчаных и известко-
вых свай.
17—1 257
2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ ЛАБОРАТОРНЫЙ СТЕНД
Проверка формул, предложенных для расчета верти-
кальных песчаных дрен, песчаных и известковых свай,
проводилась экспериментально на двух специально соз-
данных для этой цели стендах (установках). Каждый
экспериментальный стенд состоял из большого, компрес-
сионного прибора, гидравлической системы для созда-
ния порового давления в грунтовом массиве, приемных
Рис. V.I. Экспериментальный лабораторный стенд
зондов порового давления (при испытаниях известковых
и песчаных свай были использованы тензометрические
датчики давления), аппаратуры измерения порового
давления и индикаторов деформаций.
Большой компрессионный прибор стенда (рис.У.1)
представляет собой металлический цилиндр 1 внутрен-
ним диаметром 500 мм со стенками толщиной 14 мм.
Для предотвращения коррозии и уменьшения трения по
стенкам прибора боковая поверхность цилиндра смаза-
на тавотом и оклеена металлической фольгой. Нижнее
опорное днище прибора 2 приварено внутренним швом
к боковым стенкам цилиндра и усилено восьмью ребра-
ми жесткости 3. В днище толщиной 20 мм имеется отвер-
стие 4 диаметром 30 мм с резьбой, закрываемое болтом 5,
который можно вывернуть, не передвигая прибора. От-
верстие 4 с внутренней стороны покрыто двойной медной
сеткой. К верхней части цилиндра по всему периметру
258
приварен фланец 6 шириной 8 см, к которому на болтах
прикрепляется верхняя крышка 7 диаметром 660 и тол-
щиной 14 мм. На крышке имеются два металлических
газовых крана 8 для создания давления в приборе, два
индикатора 9 для определения вертикальных деформа-
ций грунта и образцовый манометр 10. Верхняя крышка
прижимается к фланцу цилиндра через прокладку 11
из вакуумной резины толщиной 5 мм и полихлорви-
ниловой пленки толщиной 0,1 мм.
К конструкциям системы измерения порового давле-
ния в различных точках прибора были предъявлены
следующие требования:
1) точность измерения до 0,01 ат\
2) приемные зонды и трубки должны обеспечивать
минимальное отставание изменения показаний приборов
от изменения порового давления в месте его опреде-
ления;
3) объем воды в приемных зондах и соединительных
трубках должен быть минимальным, причем последние
должны обладать гарантированной жесткостью в преде-
лах изменения порового давления;
4) минимальный расход воды в системах измерения
порового давления;
5) возможность перемещения приемных зондов поро-
вого давления на различное расстояние от центра при-
бора.
Для измерения порового давления в различных точ-
ках прибора в его боковой стенке по вертикали через
каждые 100 мм были просверлены отверстия. Через ус-
тановленные в них гайки 12 специальной конструкции
были пропущены медные трубки приемных зондов поро-
вого давления. Гайки имели резиновые прокладки /5,
позволяющие передвигать приемные зонды в горизон-
тальном направлении на любое расстояние от центра
прибора и дрены 15, не нарушая герметичности послед-
него.
Приемный зонд порового давления представляет со-
бой латунный цилиндр 14 внешним диаметром 10,
внутренним 7 и длиной 15 мм. Внутренняя полость ла-
тунного цилиндра была заполнена фильтром из кварце-
вого песка (размер частиц 0,25—0,05 мм), склеенного
водостойким клеем. Фильтр легко пропускает воду.
Резьба в днище цилиндра позволяла герметично сое-
динять приемный зонд с медной трубкой 16. Такая кон-
17*
259
струкция приемных зондов обеспечивала их незасрряе-
мость и надежную работу в течение длительного време-
ни (несколько месяцев) при испытании глинистых
грунтов.
Медные трубки внутренним диаметром 3 мм со стен-
ками толщиной 2 мм за пределами большого компрес-
сионного прибора соединялись с вакуумными резиновы-
ми шлангами 17 (внутренний диаметр 4 и толщина сте-
нок 5 мм). Резиновые шланги от всех десяти приемных
зондов порового давления были выведены на прибор-
ную панель 18 и через систему пластмассовых и стек-
лянных кранов соединены с распределительным устрой-
ством 19, к которому был присоединен прибор для изме-
рения порового давления 20 системы Ничипоровича—
Мигина.
Прибор для измерения порового давления состоял
из подводящей трубки 21, U-образной стеклянной ка-
пиллярной трубки 22 с шаровым уширением капилляра
у концов (чтобы предотвратить попадание ртути, за-
полняющей капиллярную трубку, в измерительную сис-
тему прибора), станины прибора с гнездами для за-
крепления U-образной трубки, образцового манометра
23 и прибора противодавления 24, состоящего из метал-
лического конуса с крышкой 25, мембраны из вакуум-
ной резины 26 и регулирующих винтов 27. Прибор тща-
тельно заполнялся дистиллированной водой, а в U-об-
разную капиллярную трубку помещали капельку ртути,
положение которой фиксировалось на капилляре.
Вся система — приемные зонды, медные трубки, ре-
зиновые шланги и распределительное устройство — бы-
ла заполнена дистиллированной водой. Перед началом
испытаний тщательно удаляли пузырьки воздуха. Для
этого открывали все краны и несколько раз через всю
систему вакуум-насосом прогоняли дистиллированную
воду. Приборная панель находилась выше большого
компрессионного прибора, и пузырьки воздуха попада-
ли в стеклянное распределительное устройство, откуда
они через краны 28 выводились наружу.
Поровое давление в точке грунта, где был располо-
жен приемный зонд, определяли следующим образом.
После открытия крана на резиновом шланге, идущем от
данного зонда, в воде распределительного устройства
возникало такое же давление, как и в грунте. Через во-
ду в распределительном устройстве давление передава-
260
лось на ртуть в U-образной капиллярной трубке и она
начинала смещаться в одно колено. Нажимом регулиру-
ющих винтов 27 на резиновую мембрану в приборе уда-
валось создать противодавление, которое удерживало
ртуть на фиксированном месте. Таким образом, в воде,
заполняющей прибор, возникало давление, равное поро-
вому давлению в исследуемой точке грунта. Давление
воды в приборе измерялось образцовым маномет-
ром 23.
Давление на грунт в большом компрессионном при-
боре создавалось водой, заполняющей его верхнюю
часть, и передавалось через полихлорвиниловую пленку,
свободно лежащую на грунте (воздух из-под пленки
удаляли до начала испытаний). Для создания давления
в воде были использованы бачки компенсатора 29, при-
меняемые при испытаниях грунтов на трехосное
сжатие.
На полихлорвипиловой пленке помещался круглый
металлический штамп, который обеспечивал равно-
мерность осадки грунта в приборе.
До начала испытаний установку тарировали на во-
донасыщенном крупнозернистом песке. Для этого весь
компрессионный прибор загружали песком, затем все
системы установки тщательно заполняли водой и при
помощи бачков компенсатора устанавливали давления:
0,1; 0,5; 1 и 1,5 кгс!см2. На каждой ступени приложенной
нагрузки определяли поровое давление в каждом прием-
ном зонде. Следует отметить, что при тарировке все зон-
ды показали давление, равное приложенному (закрытая
система). После того как поровое давление достигало
1,5 кгс/см2, открывали отверстие 4 в нижнем днище
большого компрессионного прибора и устанавливали
емкость для выжимаемой из грунта воды. Одновремен-
но по двум приемным зондам (один у поверхности грун-
та, другой у днища прибора) следили за изменением
порового давления. Как показали наблюдения, поровое
давление в верхнем и нижнем зондах было почти одина-
ковым в определенные интервалы времени. Во всех
приемных зондах оно уменьшалось до нуля за 4,2 мин.
После падения порового давления до нуля вода пере-
ставала выжиматься из грунта, хотя приложенное дав-
ление оставалось равным 1,5 кгс/см2. Это свидетельст-
вует о том, что все давление воспринимается скелетом
песчаного грунта (эффективные напряжения).
261
3. СОСТАВ ВЫПОЛНЕННЫХ ЛАБОРАТОРНЫХ
ИССЛЕДОВАНИИ. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ОПЫТОВ
Экспериментальное определение изменения порового
давления во времени для случая устройства вертикаль-
ных песчаных дрен и песчаных подушек производилось
при различных схемах дренирования и внешнем давле-
нии 1,5 кгс/см2. В период уплотнения грунта нагрузка
по величине не менялась.
В опытах исследовались влияние вертикальной пес-
чаной дрены на скорость консолидации (без песчаной
подушки), влияние песчаной подушки, расположенной
под образцом грунта, на скорость консолидации, а так-
же эффективность совместной работы песчаной подуш-
ки и вертикальной песчаной дрены. Кроме того, опыт
должен был дать ответ на вопрос, как влияет предвари-
тельное уплотнение грунтов на процесс фильтрационной
консолидации.
В лабораторных исследованиях были испытаны под-
московная красная глина (с нарушенной структурой),
илы оз. Сиваш и лёсс Душанбе. Физико-механические
характеристики свойств грунтов приведены в табл. V.I.
Таблица V.1
Грунт Удельный вес в г/см3 Объемный вес в г/см3 Начальная влажность в % Конечная влажность в % Пределы пластичности Коэффициент фильтрации в с м / сек
V7T "'р
Подмосков- ная глина 2,69 1,65 57 49,2 53,2 19,3 3,3-io-7
Илы оз. Си- ваш . . . . 2,65 1,61 36,3 31,2 32,2 22,2 2,7-10-’
Лёсс из Ду- шанбе . . 2,66 1,6 27 23,4 26 18 2,10-10-5
Глинистый грунт предварительно высушивали до
влажности 5,4—19,5% и размалывали на шаровой
мельнице. Затем измельченный грунт просеивали через
сито с отверстиями 0,25 мм. Просеянный глинистый
грунт затворяли на дистиллированной воде с температу-
рой около 40° С в баке емкостью 0,5 м3. Повышенная
температура грунтовой массы в период получения гли-
262
нистой пасты обеспечивала минимальную степень аэра-
ции дистиллированной воды.
Полученную пасту при влажности, большей влажно-
сти на пределе текучести, загружали в эксикатор, где
ее вакуумировали в течение 1 ч.
Грунт в большой компрессионный прибор загружа-
ли порциями по 3—4 кг. При укладке пасты горизонт
воды в приборе поддерживали на 10—15 см выше по-
верхности грунта. После наполнения прибора глинистой
пастой на 15—20 см (по высоте) устанавливали верх-
нюю крышку, герметизировали прибор и вакуумирова-
ли его в течение 2 ч. Затем снова укладывали слой гли-
нистой пасты и снова создавали в приборе вакуум в те-
чение 2 ч.
Такая подготовка позволяла считать исследуемый
грунт двухфазной системой. Кроме того, непосредствен-
ный отбор проб из различных точек грунта показал, что
коэффициент его водонасыщения составлял 0,92—1.
В тех случаях, когда для данного эксперимента тре-
бовалось устройство песчаной подушки, в большой ком-
прессионный прибор до загрузки глинистой пасты укла-
дывали слой среднезернистого песка толщиной 4—6 см.
Песок укладывали под воду и поверхность песчаной по-
душки тщательно выравнивали линейкой.
Вертикальную песчаную дрену устраивали следую-
щим образом. До укладки в прибор глинистой пасты на
его дно (если требовалось устройство песчаной подуш-
ки совместно с вертикальной песчаной дреной, — на уло-
женный слой песка) строго вертикально по оси прибора
устанавливали тонкостенную медную трубку внутрен-
ним диаметром 5 см. В нее под воду засыпали средне-
зернистый просеянный песок (диаметр частиц 0,5—
0,25 мм) и вставляли сердечник диаметром 4 см. После
укладки глинистой пасты в прибор поворотами и не-
большими рывками выдергивали обсадную трубу, одно-
временно прикладывая усилие к сердечнику. Выходя-
щий из трубы песок образовывал вертикальный песча-
ный столб в глинистой пасте. Как показали последую-
щие откопки дрены, тело вертикальной дрены не имело
ни шеек, ни разрывов.
В тех случаях, когда требовалось устроить верти-
кальную песчаную дрену уже после уплотнения грунта
(например, после исследования работы песчаной по-
душки), на оси прибора устанавливали тонкостенную
263
медную трубку с открытым концом и забивали ее
в уплотненную глинистую пасту. Чтобы уменьшить со-
противление при забивке, нижний край трубки затачи-
вали. После погружения обсадной трубы из ее внутрен-
ней полости ложкой с режущим краем удаляли грунт
и промывали трубку дистиллированной водой. Затем че-
рез обсадную трубку укладывали средпезернистый пе-
сок, устанавливали сердечник и извлекали ее.
После укладки глинистой пасты воду, покрывающую
грунт, удаляли вакуум-насосом. Поверхность глинистой
пасты покрывали тонкой полихлорвиниловой пленкой.
При этом тщательно удаляли воздушные пузырьки
между пленкой и поверхностью грунта.
На полихлорвиниловую пленку укладывали жесткий
круглый штамп диаметром 44 см (диаметр большого
компрессионного прибора 50 см). Вдоль боковой по-
верхности цилиндра прибора полихлорвиниловую плен-
ку укладывали «гармошкой», что позволяло круглому
штампу свободно перемещаться при уплотнении грунта.
Края полихлорвиниловой пленки заводили во фланец,
где ее плотно прижимали к крышке и фланцу стяжны-
ми болтами. Затем полость большого компрессионного
прибора (выше полихлорвиниловой пленки) заполняли
водой и на болтах устанавливали верхнюю крышку при-
бора. Чтобы удалить из верхней полости прибора воз-
дух, через газовые краны пропускали дистиллирован-
ную воду под небольшим давлением. После отсчета
начальных показаний индикаторов деформаций и под-
соединения шлангов давления к бачкам компенсатора
приступали к проведению основных экспериментов.
4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
СОВМЕСТНОЙ РАБОТЫ ПЕСЧАНОЙ ПОДУШКИ
И ВЕРТИКАЛЬНОЙ ПЕСЧАНОЙ ДРЕНЫ
Данный эксперимент проводился на лабораторной
установке и был продолжением проведенного ранее экс-
периментального исследования работы песчаной подуш-
ки, поставленного для изучения распределения порового
давления по высоте грунтового массива в процессе кон-
солидации. После отбора образцов и определения их
физико-механических характеристик в месте отбора проб
была дополнительно уложена глинистая паста (до пер-
воначального уровня). Затем по центру грунтового ци-
264
линдра была устроена песчаная дрена. Чтобы песок
дрены имел большую сжимаемость, к нему добавляли
3—5% слюды. Отверстие в днище прибора было закры-
то болтом 5. После насыщения песчаной дрены водой
прибор был герметизирован. Следует отметить, что в
данном эксперименте грунт уплотняли нагрузкой
1,5 кгс!см2 в течение 10 суток.
Приемные зонды порового давления для возможно-
сти сравнения полученных данных с данными экспери-
ментального исследования работы вертикальной песча-
ной дрены были установлены по определенной схеме.
Испытание проводилось по следующей методике. Че-
рез бачок компенсатора к грунту прикладывали нагруз-
ку 0,25 кгс!см2. В течение трех суток через каждые 6 ч
систематически измеряли поровое давление в различ-
ных точках массива и его вертикальные деформации.
Затем прикладывали нагрузку 0,5кгс/см2 в течение 36 ч.
После этого нагрузку сразу увеличивали до 1,5 кгс/см2
и в течение 24 ч глинистую пасту обжимали по схеме
«закрытая система» и периодически (через 4 ч) опре-
деляли поровое давление в приемных зондах.
После того как поровое давление достигало макси-
мума и стабилизировалось, вывертывали болт 5 в дни-
ще прибора (см. рис. V.1) и через определенные про-
межутки времени во всех приемных зондах измеряли
поровое давление. Затем систематически измеряли де-
формации грунтового массива и контролировали вели-
чину внешнего давления по образцовому манометру,
установленному па крышке прибора. Результаты иссле-
дования приведены на рис. V.2.
Исследования уплотнения показали, что предвари-
тельное обжатие нагрузкой в 1,5 кгс/см2 явилось причи-
ной появления искусственной структурной прочности
сжатия в 0,25 кгс!см2. При этой нагрузке пи один из при-
емных зондов в течение трех суток не обнаружил появ-
ления порового давления. Это показывает, что вся на-
грузка полностью была воспринята скелетом грунта
(эффективное напряжение).
Анализ результатов экспериментального исследова-
ния (см. рис. V.2) подтверждает эффективность верти-
кальных песчаных дрен. В рассматриваемом эксперимен-
те (песчаная подушка совместно с вертикальной песча-
ной дреной) поровое давление уменьшалось гораздо
быстрее, чем в эксперименте, поставленном только для
265
песчаной подушки. Особенно это наглядно для приемных
зондов, расположенных ближе к вертикальной песчаной
дрене.
Характер экспериментальных кривых в большинстве
случаев достаточно хорошо согласуется с графиками
теоретических расчетов (см. рис. IV.6).
Рис. V.2. Изменение порового давления во времени при устройстве
вертикальной дрены диаметром 5 см и песчаной подушки на экспери-
ментальном стенде (на графике указаны номера приемных дат-
чиков)
Как и в предыдущих экспериментах, начальное поро-
вое давление, найденное в опыте, по величине значитель-
но отличается от теоретических значений (по теории
фильтрационной консолидации).
Несмотря на тот факт, что вода перемещалась в пес-
чаную подушку и вертикальную песчаную дрену одно-
временно, поровое давление в датчиках № 6, 7 не умень-
шилось до нуля. Это можно объяснить тем, что при
уплотнении глинистых грунтов величина начального
градиента фильтрации возрастает и, следовательно, воз-
никают условия для появления остаточного порового
давления.
Заслуживает внимания и тот факт, что во всех точ-
ках грунтового массива, где измерялось поровое дав-
ление, процесс фильтрационной консолидации протекал
в более сжатые сроки, чем по данным теории фильтра-
ционной консолидации.
266
5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
РАБОТЫ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ДРЕН В ГРУНТАХ
СО СТРУКТУРНОЙ ПРОЧНОСТЬЮ СЖАТИЯ
Эксперимент был поставлен для изучения влияния
структурной прочности сжатия грунта на работу верти-
кальной песчаной дрены (без применения песчаной по-
душки).
Исследование было проведено на экспериментальной
лабораторной установке как продолжение эксперимен-
тального исследования работы вертикальной песчаной
дрены. В места, откуда были отобраны образцы для ис-
следования физико-механических характеристик грунта,
была дополнительно уложена глинистая паста такой же
влажности. Отверстие в днище прибора было закрыто
болтом 5 (см. рис. V.1), а прибор герметизирован. При-
емные зонды порового давления располагали по опреде-
ленной схеме.
Нагрузку к грунту прикладывали следующим обра-
зом: первоначально — 0,25 кгс/см2 (в течение трех су-
ток с периодическим измерением порового давления в
грунтовом массиве и измерением деформаций); затем
сразу через компенсатор — 1,5 кгс/см2 и в течение 24 ч
грунт обжимали в большом компрессионном приборе по
закрытой системе.
После измерения порового давления во всех зондах
вывинчивали болт 5 в днище прибора и периодически
(через определенные промежутки времени) измеряли
поровое давление во всех фиксированных точках грун-
тового массива. Одновременно по индикаторам перио-
дически определяли деформацию глинистой пасты и
контролировали величину действующего внешнего дав-
ления.
Результаты рассматриваемого экспериментального
исследования представлены на рис. V.3.
Опыты показали, что при действии нагрузки
0,25 кгс/см2 поровое давление не было обнаружено. Сле-
дует отметить, что при этой нагрузке образец грунта не
деформировался (индикаторы не зарегистрировали де-
формаций).
После приложения нагрузки 1,5 кгс/см2 поровое дав-
ление во всех приемных зондах было меньше внешнего
давления на величину, большую искусственной структур-
ной прочности сжатия (0,25—0,35 кгс/см2).
267
Анализ результатов исследования показывает следу-
ющее.
1. Результаты рассматриваемого эксперимента хоро-
шо согласуются с результатами эксперимента работы
вертикальной песчаной дрены.
2. При сжатии грунта нагрузкой, по величине мень-
шей структурной прочности сжатия, фильтрационной
консолидации не происходит, так как поровое давление
во всех точках грунтового массива в течение всего пе-
риода уплотнения равно нулю.
Рис. V.3. Изменение порового давления во времени при устройстве
вертикальной песчаной дрены в грунтах со структурной прочностью
сжатия (на графике указаны номера приемных датчиков)
3. Начальное поровое давление в рассматриваемом
эксперименте меньше, чем в эксперименте работы верти-
кальной песчаной дрены. Это является результатом про-
явления структурной прочности сжатия и, кроме того,
может быть объяснено большей плотностью грунта. Ве-
личина наблюдаемого начального порового давления
значительно меньше теоретических значений (по теории
фильтрационной консолидации).
6. Основная часть фильтрационной консолидации
происходит в более сжатые сроки, чем это предполага-
ется по существующим методам расчета без учета струк-
турной прочности сжатия грунта и начального градиен-
та напора.
268
6. ИССЛЕДОВАНИЕ ИЗМЕНЯЕМОСТИ ПОРОВОГО
ДАВЛЕНИЯ ВО ВРЕМЕНИ
Методика измерения порового давления при помощи
датчиков норового давления конструкции Нпчппоровн-
ча — Мигина предполагает некоторый минимальный
расход норовой воды для перемещения ртути в измери-
тельном колене. Для более точных исследований вмес-
то датчиков норового давления в виде трубок были
Рис. V.4. Приемный датчик поросого давления
/ — крышка; 2 —мембрана; 3 — тензодатчик типа ФКМВ-10; 4 — медная
трубка; 5 — дистиллированная вода; С — крупнозернистый песок; 7—кап-
роновая сетка; 8 —приемный зонд
установлены тензометрические датчики порового давле-
ния (рис. V.4). Основой такого датчика является ла-
тунная мембрана внутренним диаметром 11, внешним
22 и толщиной 0,13—0,21 мм. На поверхность датчика
были наклеены круглые фольговые тензодатчики с ба-
зой 10 мм (ФКМВ-10).
Этот тензометрический стенд (рис. V.5) был создан
нами совместно с Н. С. Рязановым и Н. Ф. Арипо-
вым [49].
Поровое давление измерялось в точке специальным
зондом в виде цилиндра внешним диаметром 7 и дли-
ной 10 мм, изготовленным из латуни. Внутренняя по-
лость зонда была заполнена кварцевым песком (размер
частиц 0,25—0,50 мм) и закрыта капроновой сеткой.
Под действием некоторого порового давления поровая
вода отжимается в приемную часть датчика (зонд) и со-
здает давление в измерительной системе, вызывая де-
формацию мембраны, под влиянием которой изменяется
сопротивление тензодатчика.
269
В качестве регистрирующего прибора применялся
электронный измеритель деформаций с автоматической
балансировкой АЙД-IM с порогом чувствительности
0,2-10“5 относительных единиц. Датчики присоединя-
лись к АИД-IM через переключатель 14\ АИД-IM под-
ключался к сети через стабилизатор напряже-
ний 15.
Для повышения точности измерения перед тариров-
кой датчики вакуумировались в бачке в течение 2 ч.
Рис. V.5. Схема лабораторного стенда
с тензометрическими измерителями по-
рового давления
/—8 — датчики; 9 — кран; 10 — краны на-
грузки; 11 — полихлорвиниловая пленка;
/2 —жесткий штамп; 13 — АИД-1М; 14—пе-
реключатель; 15 — стабилизатор напряже-
ний
Разрежение составляло 0,1 мм рт. ст. Затем, не прекра-
щая процесса вакуумирования, бачок заполнялся дис-
тиллированной водой. Процесс заполнения датчиков
продолжался под вакуумом в течение 1 ч. Тарировка
производилась в специальной тарировочной установке,
давление в которой создавалось от водопроводной
сети.
На тензометрическом стенде исследовались засолен-
ные илы оз. Сиваш, предварительно высушенные и раз-
молотые. Грунтовую пасту затворяли на дистиллирован-
ной воде. Она имела следующие физико-механические
характеристики: предел текучести—32%, число плас-
тичности— 10, влажность — 57%, степень водонасыще-
ния— 0,96—1, объемный вес—1,61 и удельный вес —
2,65 г/см3.
Нагрузка в экспериментальной установке создава-
лась путем заполнения водой верхней части большого
270
компрессионного прибора. Давление равномерно пере-
давалось на грунт круглым штампом через полихлор-
виниловую пленку, свободно лежащую на грунте (воз-
дух из-под нее удаляли до начала испытания).
Опыты были проведены в следующей последователь-
ности. Нагрузку прилагали к грунту и выдерживали по-
стоянной в течение всего опыта. Грунт обжимали по за-
крытой системе (при закрытом кране в днище). После
приложения нагрузки в течение первого часа со всех
Рис. V.6. График изменения порового давления во времени при
нагружении грунта (на экспериментальном тензометрическом
стенде)
тензодатчиков снимали отсчеты через каждые 15 мин,
последующие отсчеты снимали через час (круглосуточ-
но) в течение всего опыта.
Поровое давление в различных точках грунта не сра-
зу достигало максимального значения. В нижних слоях
поровое давление достигало максимума и стабилизиро-
валось в течение 1—2 ч (датчик № 1). В верхних слоях
оно достигало максимума почти сразу же после прило-
жения нагрузки (датчик № 3 на рис. V.6).
Затем, когда во всех датчиках устанавливались мак-
симальные значения порового давления, нижний кран
в днище открывали, отжатую воду собирали в колбу
и через определенные промежутки времени определяли
расход воды.
Исследования были проведены при нагрузках 0,5; 1
и 1,5 кгс!см2. Причем при первой ступени (0,5 кгс/см2)
271
вся внешняя нагрузка воспринималась поровой водой,
при последующих ступенях величина начального давле-
ния (за исключением показаний самых верхних датчи-
ков) значительно отличалась от принятой по теории
консолидации (рис. V.7). Очевидно, часть внешней на-
грузки передавалась на скелет грунта (эффективные
напряжения). Видимо, это объясняется изменением фи-
Рис. V.7. Графики изменения порового давления во времени в про-
цессе консолидации грунта
ступеней нагружения, а также тиксотропными процес-
сами в самом грунте.
После открытия крана в днище поровое давление по
показаниям нижних датчиков уменьшалось до величин,
близких нулю, а по показаниям остальных датчиков
снижалось до определенной величины и не изменялось
в течение трех суток, т. е. устанавливалось остаточное
поровое давление.
Это остаточное поровое давление свидетельствует
о явлении начального градиента напора в данных грун-
тах. В опытах оно достигало 0,17 кгс!см2 при внешней
нагрузке 1,5 кгс!см2. Очевидно, величина остаточного
поррвого давления в данной точке была недостаточ-
ной для того, чтобы вызвать фильтрацию через слой
грунта.
Исследования продолжались 17 дней при нагрузке
0,5 кгс!см2,22 дня при 1 кгс!см2 и 25 дней при 1,5кгс/сл12.
272
Следует отметить, что датчики на протяжении всех ис-
следований давали стабильные показания и «нуль» при-
боров в целом не изменялся.
7. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ИЗВЕСТКОВОЙ СВАИ
Исследование работы свай проводилось на экспери-
ментальном стенде (рис. V.8) с тензометрическими
датчиками порового давления (рис. V.9) на лёссовом
Рис. V.8. Общий вид экспериментального стенда для измерения рас-
пределения температур вокруг известковой спаи
грунте нарушенной структуры при его полном водоиа-
сыщении. Свойства лёсса, отобранного из района г. Ду-
шанбе, характеризуются следующими данными: объем-
ный вес 1,9—1,97 г!см?\ влажность грунта до начала
эксперимента 28,7—34,6%; влажность на пределе теку-
чести 23,7%; степень влажности 1.
В процессе исследования известковых свай измеря-
ли температуру в грунте вокруг сваи термопарами ТХА
(термопара хромель-алюмелевая).
Чтобы устроить вертикальную известковую сваю до
укладки в прибор глинистой пасты, на его дно строго
вертикально устанавливали тонкостенные медные труб-
18—1
273
ки. Концы их, устанавливаемые на дно прибора, закры-
вали полихлорвиниловой пленкой так, чтобы в трубки
не попадала вода из окружающего водонасыщенного
грунта (рис. V.10). В трубку засыпали негашеную ко-
Рис. V.9. Тензодатчик порово-
го давления
/ — штуцер; 2 — мембрана; 3— пори-
стый камень; 4 — полихлорвинило-
вая изоляция; 5 — тензодатчик;
6 — провода; 7 — отверстия диамет-
ром 1,5—2 мм
мовую известь с содержани-
ем СаО и MgO 75,3%.
Известь засыпали слоя-
ми по 4—5 см и уплотняли с
помощью уплотнителя. На-
жимая на сердечник, встав-
ленный в обсадную трубу,
и одновременно поворачивая
трубу, ее небольшими
рывками выдергивали из
грунта. В результате в боль-
шом компрессионном прибо-
ре получался цилиндр из ко-
мовой негашеной извести.
Для лучшего образования
тела известковой сваи по об-
садной трубе часто ударяли
легким молотком.
Термопары ТХА были ус-
тановлены следующим обра-
зом (рис. V. 11). Термодат-
чик № 1 был установлен в
тело известковой сваи; тер-
модатчики № 2 и 5 — в зоне
контакта пасты с известко-
вой сваей на расстоянии
1—2 см от края последней,
термодатчики № 3, 4, 6 и 7
были установлены в перифе-
рийном направлении (датчи-
ки № 3 и 6 — на расстоянии
18—19 см от оси сваи, а дат-
чики №4 и 7 — на том же
расстоянии, но с противоположной стороны). Глубина за-
ложения всех датчиков (№ 1 — № 7) составляла 20 см.
После загружения лабораторной экспериментальной
установки пастой из лёсса, заложения датчиков темпе-
ратуры на заданную глубину и подключения измери-
тельной аппаратуры начинался эксперимент, который
продолжался более трех суток.
274
Было проведено три серии опытов со сваями различ-
ных диаметров (92, 108 и 131 мм). Диаметр сваи при-
нимали равным диаметру трубки, при помощи которой
ее изготовляли.
После трехсуточного эксперимента исследовались
свойства грунтов. В результате устройства известковых
свай уменьшались коэффициент их пористости и влаж-
Рис. V.I0. Технология устройства известковой сваи в эксперименталь-
ном стенде и измерение осадок
Рис. V.1I. Размещение термодатчиков вокруг известковой сваи
/ — пзпестковая спая: 2 — паста; 3 — термостат
18*
275
Рис. V.12. Вид известковой сваи
а —до начала эксперимента; б — после окончания эксперимента
276
Таблица V.2
Характеристики водонасыщенного лёссового грунта при диаметре известковой сваи в мм
92 108 131
^ск' г/см3 е IV'. % VCK’ г/см3 е W, % ^СК’ г/см3 е W, %
1,505 0,765 29 До 1.41 уплотш 0,890 гния 35,3 1,460 0,815 32,1
1,53 0,738 29,1 1,425 0,870 33,1 1,475 0,795 32,2
1,53 0,743 28 1,39 0,910 36,2 1,441 0,845 32,1
1,675 0,590 23 Поел 1,641 ie уплот] 0,617 нения 23,5 1,671 0,596 21,7
1,64 0,624 23,3 1,638 0,624 24 1,725 0,54 21,4
1,61 0,62 24,6 1,654 0,609 23,7 1,708 0,556 21,3
1,66 0,602 22,9 1,639 0,62 24,1 1,668 0,602 22,4
1,652 0,61 24,1 1,63 0,626 24,5 1.71 0,555 22
ность. В табл. V.2 приведены данные результатов экс-
периментов.
Во время эксперимента наблюдалось образование
радиальных трещин и значительное увеличение диаметра
известковой сваи по сравнению с ее первоначальным со-
стоянием (рис. V.12).
Проведенные экспериментальные исследования по-
казали высокую эффективность известковых свай, при-
меняемых для уплотнения водонасыщенных лёссовых
грунтов.
8. ПОЛЕВОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ
ДРЕНИРУЮЩЕЙ ПРОРЕЗИ НА ОПЫТНОМ УЧАСТКЕ
Полевое экспериментальное исследование работы
вертикальной дренажной прорези, применяемой для со-
кращения сроков консолидации водонасыщенных глини-
стых грунтов, впервые было осуществлено в районе
г. Унеча.
Геологическое строение участка было представлено
следующим напластованием грунтов: супесь желтого
277
цвета слоем толщиной 0,8—4,7 м\ супесь серого
цвета с линзами глины, местами переходящая в су-
глинок, слоем толщиной 0,9—5,2 м\ глина желтая плас-
тичной консистенции слоем толщиной 0,5—4,8 м, Ниже
залегает слой среднезернистых водонасыщенных песков.
Физико-механические свойства грунтов приведены
в табл. V.3.
Таблица V.3
Грунт Г ранулометриче- ский состав в % Удельный вес в г/см3 Объемный вес в г/см3 Влажность Wt. % Пределы пластично- сти Коэффициент пористости е Коэффициент влажности G
0,06 0,05— 0,005 0,005 “р
Супесь 20.5 6 13,5 2.71 1.97 26,48 27.4 20.8 0,752 0.96
Суглинок 22,5 69.5 8 2.68 1.9 26,82 28.4 19.6 0.793 0,94
Глина 20.1 65 14,9 14.9 2.71 1.91 47,18 29,3 0.838 0,95
Дренажную прорезь длиной 15, шириной 0,8 и глу-
биной 2,2 м отрывали экскаватором, смонтированным
на базе трактора «Беларусь». Как показало опытное
рытье котлованов, грунты достаточно хорошо сохраняли
вертикальные откосы, поэтому дренажные прорези уст-
раивали с вертикальными откосами без крепления.
В качестве дренирующего материала применялась
песчано-гравийная смесь со следующим гранулометри-
ческим составом: частиц диаметром от 20 до 2 мм —
63%, от 2 до 0,1 мм — 27% и менее 0,1 мм—12%. Пес-
чано-гравийную смесь укладывали в дренирующую про-
резь слоями по 0,4—0,5 м и уплотняли поверхностными
вибраторами, применяемыми для уплотнения бетона.
После заполнения прорези дренирующим материа-
лом (до устройства пригрузочной насыпи и песчаной по-
душки) на поверхности грунта на различном расстоя-
нии от прорези устанавливали марки.
Пригрузочную насыпь возводили также из песчано-
гравийной смеси, что позволило обойтись без устройст-
ва песчаной горизонтальной дренирующей подушки под
насыпью. Пригрузочная насыпь (рис. V.13) имела раз-
меры поверху 20X4,5 м, а в основании — 7,5X18 м.
Контрольная нивелировка марок после их установ-
ки была проведена и после окончания устройства при-
278
грузочнои насыпи высотой 2,2 м (нагрузка от насыпи
составляла 0,45 кгс/см2). В последующем нивелировка
головок стержней (марок) проводилась периодически
через 15—30 дней в течение девяти месяцев.
Результаты наблюдения за осадками головок стерж-
ней всех марок показывают, что грунты основания де-
формировались доста-
точно равномерно как
вблизи дренажной
прорези, так и вдали
от нее. В зимний пери-
од (период промерза-
ния верхнего слоя
грунта) консолидации
грунтов не наблюда-
лось.
Для установления
изменения влажности
в основании дамбы во
Рис. V.13. Схема полевого экспе-
риментального исследования верти-
кальных дренажных прорезей
времени и распределе-
ния влажности в зависимости от расстояния точки до
вертикальной дренирующей прорези и горизонтальной
дренирующей подушки после окончания опытов из тела
пригрузочно-дренирующей дамбы и песчаной прорези
были отобраны образцы.
Для этого в трех местах по длине прорези были от-
рыты траншеи-шурфы глубиной 3,5 м в перпендикуляр-
ном прорези направлении. На фиксированных расстоя-
ниях от прорези (0,25; 0,75; 1,75 и 3,25 м) были отобра-
ны образцы грунта через 0,5 м по глубине (рис. V.14).
Всего было отобрано 90 образцов из основания.
Для каждого образца были определены значения
удельного и объемного весов и влажности. Ряд образ-
цов был использован для полного определения физико-
механических, прочностных и деформативных характе-
ристик грунтов.
Результаты распределения влажности в грунтах ос-
нования после окончания экспериментов приведены на
рис. V.15 и в табл. V.4.
На этом рисунке цифрами указана весовая влаж-
ность в точках основания, а сплошными линиями —
расчетные кривые одинаковой влажности.
Для сравнения опытных данных о распределении
влажности в грунтах основания для случая применения
279
Рис. V.14. План расположения шурфов-котлованов для отбора
монолитов под телом пригрузочной насыпи ( — место отбо-
ров монолитов)
Рис. V.15. Сопоставление расчетных и фактических значений влаж-
ности вокруг дренажной прорези
280
Таблица V.4
Вертикаль Глубина отбора об- разца в м Шурф-траншея № 1 Шурф-траншея № 2 Шурф-траншея № 3
V. г/см3 ?0’ г/см3 W, % е V, г /см3 V0’ г/см3 V, % е V. г/см3 V г/см3 W, % е
0,5 2,68 1,67 22,6 0,605 2,68 1,65 23,3 0,625 2,68 1,66 23 0,615
1 2,68 1,64 23,6 0,633 2,68 1,64 23,6 0,632 2,69 1,68 21,7 0,583
1,5 2,7 1,66 23,2 0,627 2,69 1,65 23,3 0,625 2,68 1,67 22,6 0,605
1 2 2,68 1,66 22,9 0,613 2,71 1,65 23,7 0,645 2,65 2,64 23,3 0,617
2,5 2,7 1,64 24 0,648 2,7 1,68 22,3 0,602 2,65 1,63 23,7 0,626
3 — — — — 2,68 1,67 22,4 0,6 2,7 1,68 22,3 0,602
3,5 2,7 1,56 26,7 0,72 2,7 1,52 28,6 0,77 2,7 1,53 28 0,755
0,5 2,68 1,65 23,2 0,62 2,7 1,66 23,2 0,625 2,68 1,68 22,9 0,613
1 2,68 1,63 23,8 0,638 2,7 1,64 23,9 0,645 2,7 1,68 22,5 0,607
1,5 2,68 1,64 23,7 0,635 2,7 1,63 24,3 0,653 2,7 1,64 23,8 0,642
2 2 2,7 1,59 25,8 0,693 2,7 1,62 24,8 0,67 2,68 1,59 25,5 0,683
2,5 2,7 1,53 28,1 0,757 2,7 1,58 26,8 0,71 2,69 1,6 25,2 0,677
3 2,7 1,52 28,7 0,774 2,7 1,56 27 0,73 2,7 1,64 28 0,755
3,5 2,7 1,54 28,1 0,757 2,7 1,62 28,7 0,775 2,7 1,52 28,6 0,772
Бо Продолжение табл. V.4
Шурф-траншея № 1 Шурф-траншея № 2 Шурф-траншея № 3
I £ Глуби» отбора разца у, г/см9 ?о’ г/см3 % в У, г/см? ?о- г/см? W. % 8 V, г/см? Vo« г/см3 % 8
0,5 2,68 1,65 23,4 0,626 2,68 1,68 22,4 0,605 2,68 1,62 24,3 0,65
1 2,69 1,61 24,9 0,667 2,68 1,63 24,2 0,665 2,68 1,63 23,9 0,64
1,5 2,68 1,61 24,7 0,662 2,68 1.6 24,8 0,665 2,68 1,59 25,4 0,68
3 2 2,68 1,57 26,3 0,706 2,68 1,58 25,7 0,69 2,71 1,56 27,1 0,735
2,5 2,7 1,57 26,8 0,707 2,68 1,55 27,1 0,725 2,71 1,55 27,6 0,75
3 2,7 1,56 27,3 0,73 2,68 1,53 27,8 0,745 2,7 1,55 27,6 0,745
3,5 2,7 1,54 28,2 0,755 2,68 1,53 28,1 0,752 2,7 1,62 28,8 0,778
0,5 — — — — 2,71 1,68 22,6 0,612 2,71 1,72 21,2 0,575
1 2,67 1,60 25,1 0,672 2,68 1,61 24,8 0,662 2,68 1,63 24,1 0,645
1,5 2,68 1,57 26,2 0,7 2,69 1,57 26,6 0,715 2,7 1,59 25,8 0,695
4 2 2,7 1,56 27,1 0,725 2,7 1,57 26,6 0,72 2,7 1,55 27,6 0,745
2,5 2,68 1,54 27,4 0,735 — 1,54 28 0,755 2.7 1,56 27,1 0,731
3 2,7 1,54 28,2 0,755 — 1,54 27,8 0,75 2,7 1,52 28,8 0,777
3,5 — — — — — 1,58 28,5 0,77 2,8 1,53 28,1 0,758
дренажных прорезей с расчетными данными, получен-
ными по разработанному нами методу для случая рав-
ных деформаций, использовалась методика, предложен-
ная Н. Н. Масловым [33]. По начальной влажности
грунта и расчетной степени консолидации можно по-
лучить расчетное распределение влажности в основании
(см. рис. V.15).
Как видно из графиков (рис. V. 15), результаты рас-
четов по предложенным формулам достаточно хорошо
согласуются с результатами полевых экспериментов.
Сравнение прочностных и деформативных характери-
стик грунтов основания до устройства пригрузочно-дре-
нирующей насыпи и прорези и после их устройства го-
ворит о том, что искусственное уплотнение грунтов зна-
чительно увеличивает прочностные и деформативные их
характеристики. Это подтверждает эффективность при-
менения вертикальных дренажных прорезей для уплот-
нения основания из сильносжимаемых водонасыщенных
глинистых грунтов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Абелев М. Ю. Исследование фильтрационных свойств силь-
носжимаемых глинистых грунтов. В сб. ВНИИ Г им. Веденеева «До-
клады по гидротехнике». Вып. 5. «Энергия», 1968.
2. Абелев М. Ю., Цытович Н. А. О применимости теории
фильтрационной консолидации к сильносжимаемым водонасыщенным
глинистым грунтам. «Основания, фундаменты и механика грунтов»,
1964, № 3.
’ 3. Абелев М. Ю., Зарецкий Ю. К. Применение известко-
во-песчаных дрен в слабых глинистых грунтах. В сб. «Материалы по
строительству на слабых грунтах». Таллин, Изд-во НТО, 1965.
4. Абелев М. Ю. Опыт применения известковых свай в водо-
насыщенных лёссовых грунтах. В сб. «Материалы VI совещания по
закреплению и уплотнению грунтов». Изд. МГУ, 1968.
5. А б е л е в М. Ю., Рязанов Н. С. Исследования работы
жестких фундаментов на слабых водонасыщепных глинистых грунтах.
В сб. «Труды проблемной лаборатории ТИСИ». Изд. МГУ, 1969.
6. Абелев Ю. М. Применение эффективных методов уплотне-
ния слабых и насыпных грунтов в целях использования их в качестве
оснований жилых зданий. Изд. ЦБТИ Минстроя СССР, 1957.
7. А б е л е в Ю. М. Опыт механического уплотнения слабых гли-
нистых и заторфованных грунтов в г. Клайпеде. В сб. «К совещанию
по закреплению грунтов» Рига, 1957.
8. Абелев Ю. М. Исследование эффективности глубинного
уплотнения слабых водонасыщенных грунтов песчаными сваями. «Ос-
нования, фундаменты и механика грунтов», 1962, № 2.
9. Абелев Ю. М., Абелев М. Ю. Основы проектирования и
строительства на просадочных макропористых грунтах. Стройиздат,
1968.
10. Аптекарь Л. Д., Б у ш к а и е ц С. С. Опыт исследования
слоя лиманно-морских илов, как основания напорных гидротехниче-
ских сооружений. Изд. ВНЙИГ, т. 53, 1955.
11. Баранов Д. С. Измерительные приборы. Изд. ВНИИГ,
вып. 7, 1959.
12. Берлин Э. И., Сергеев А. Ф. Возведение земляного по-
лотна на заболоченной местности с применением вертикальных дрен.
«Автомобильные дороги», 1959, № 5.
13. Б у ш к а н е ц С. С. Натурные наблюдения за осадкой основа-
ния русловой плотины Каховской ГЭС, возведенной на слое ила.
Труды координационного совещания по гидротехнике. Вып. 2, 1961.
14. Временные указания по инженерно-геологическим исследова-
ниям слабых водонасыщенных глинистых грунтов. Изд. Госстроя
РСФСР, 1968.
15. Герсевапов Н. М., Пол ыиин Д. Е. Теоретические ос-
новы механики грунтов. Стройиздат, 1948.
16. Г о л ь д ш те й п М. Н. Механические свойства грунтов.
Стройиздат, 1970,
284
17. Гольдштейн М. Н. О прочности глинистых грунтов. «Ос-
нования, фундаменты и механика грунтов», 1961, № 3.
18. Г о р ь к о в а И. М. Глинистые породы и их прочность в све-
те современных представлений коллоидной химии. Труды лабора-
тории инженерно-геологических проблем им. Ф. П. Саваренского
Изд. АН СССР, т. XV, 1957.
19. Д а л м а т о п Б. И. Устройство песчаных подушек под фун-
даментами. «Архитектура и строительство Ленинграда», 1946.
20. Далматов Б. И. Строительство зданий на участках с за-
торфованпыми прослойками. «Строительство Ленинграда», 1941, № 2.
21. Далматов Б. И. Осадки фундаментов многоэтажных зда-
ний. В сб. «Научные труды ЛИСИ». Вып. 18. Изд. ЛИСИ, 1954.
22. Доклады к V Международному конгрессу по механике грун-
тов и фундамсптостроепию. Госстройиздат, 1961.
23. Доклады к VI Международному конгрессу по механике грун-
тов и фундамсптостроепию. Стройиздат, 1965.
24. Доклады к VII Международному конгрессу по механике
грунтов н фундамсптостроепию. Стройиздат, 1969.
25. Е в г с н ь с в И. Е., Ф е д н е р А. С. Проектирование земляно-
го полотна дорог на торфах с применением вертикальных дрен. «Ав-
томобильные дороги», 1960, № 10.
26. К о г а п Я. Л. Аппаратура и методика определения порово-
го давления. Изд. Гидропроекта. М., 1960.
27. Кузьмин П. Г. Применение извести для закрепления и
уплотнения слабых грунтов КНР. Совещание по закреплению грун-
тов. Рига, 1958.
28. Лев Н. Я. Опыт строительства на слабых основаниях в При-
балтике. Совещание по закреплению грунтов. Рига, 1958.
29. Ломизе Г. М. О закономерностях деформируемости дис-
персных грунтов. Научные доклады высшей школы. «Строительство»,
1959, № 2.
30. Л о м т а д з е В. Д. О формировании инженерно-геологиче-
ских свойств глинистых грунтов. Труды совещания по инженерно-
геологическим свойствам, т. I, Госэнергоиздат, 1956.
31. Максимов С. Н. Сопротивление сдвигу слабоуплотненных
глинистых пород. «Гидротехническое строительство», 1953, № 9.
32. Маслов И. Н. Прикладная механика грунтов. «Машгиз»,
1949.
33. Маслов И. Н. Проблемы устойчивости и деформируемо-
сти грунтов. Госстройиздат, 1961.
34. Материалы к VI Всесоюзному совещанию по уплотнению и
закреплению грунтов. Изд. МГУ, 1968.
35. Материалы к VII Всесоюзному совещанию по уплотнению
и закреплению грунтов. «Энергия», 1971.
36. Нерп и и С. В., Котов A. II. Инженерная геология, осно-
вания н фундаменты. Ссльхозгиз, 1963.
37. П а вило н с к и й В. А. Экспериментальные исследования
порового давления в процессе уплотнения связных грунтов. Изд.
ВОД ГЕО. 1958.
38. Поль hi п и Д. Е. Новый способ укрепления илистых грун-
тов при строительстве морских сооружений. «Бюллетень строитель-
ной техники», 1954, № 3.
39. Рсльтов Б. Ф. Исследование физико-механической приро-
ды сопротивляемости мягких грунтов сдвигу. Изд. ВНИИГ, 1960.
285
40. Рельтов Б. Ф. Упрочнение связных и несвязных грунтов
под действием механических и физико-механических факторов. В сб.
«Материалы совещания по вакреплению грунтов». Киев, 1962.
41. Роза А. С. Структурная прочность глинистых грунтов с
большой естественной влажностью. «Гидротехническое строительст-
во», 1950, № 1.
42. Р о з а А. С. Расчет осадки сооружений гидроэлектростан-
ций. Госэнергоиздат, 1959.
43. Савельев В. И. Фильтрование связных грунтов и сжи-
маемость илов. «Гидротехническое строительство», 1953, № 6.
44. Савинов О. А. Применение песчаных свай для уплотнения
слабых грунтов. ДНТП, Л., 1957.
45. Свет и некий Е. В. Глубинное уплотнение слабых грунтов
песчаными сваями. Госстройиздат, 1957.
46. С и п и д и н В. П. К вопросу о дренировании илистых осно-
ваний морских гидротехнических сооружений. Л ПИ. Научно-техни-
ческий информационный бюллетень № 1—2. «Гидротехника». 1958.
47. Слабые глинистые грунты. Сборник докладов Всесоюзного со-
вещания по строительству на слабых водонасыщенных глинистых
грунтах. Таллин, 1965.
48. С о р о к и н а Г. В. Экспериментальные исследования пре-
дельного напряжения сдвига и вязкости илов. В сб. № 33 «Труды
НИИОСП», 1958.
49. Строительство на слабых грунтах. Сб. трудов по новым ме-
тодам возведений промышленных и гражданских сооружений на сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтах. Всесоюзное совещание по
строительству на слабых грунтах. Рига, Изд. РПИ, 1970.
50. Тан-Тьонг-Ки. Вторичные временные эффекты и консо-
лидация глины. Днепропетровск, «Вопросы геотехники», 1959.
51. Терцаги К., Пек Р. Механика грунтов в инженерной
практике. Госстройиздат, 1958.
52. Флорин В. А. Основы механики грунтов, т. 1 и 2. Гос-
стройиздат, 1959.
53. Цытович Н. А. Механика грунтов. Стройиздат, 1968.
54. Ц ы т о в и ч Н. А., Б е р е з а н ц е в В. Н., Д а л м а т о в Б. И.,
Абелев М. Ю. Основания и фундаменты. «Высшая школа», 1970.
55. Ц ы т о в и ч Н. А., 3 а р е ц к и й Ю. К., М а л ы ш е в М. В.,
Абелев М. Ю.» Тер-Мартиросян 3. Г. Прогноз осадок осно-
ваний сооружений. Стройиздат, 1967.
56. Черкасов И. И. Механические свойства грунтовых осно-
ваний. Дориздат, 1959.
57. Barron R. A. Consolidation of fine—grained soils by drain
wells. Trans, of ASCE, 1948.
58. Kjellman W. Accelerating consolidation of fine—grained
soils by means of cardboard wicks. Proc. 2 ICOSOMEF, vol. 2, 1948.
59. Ren du lie L. Der hydrodynamische Spannungsausgleich in
Zent—Enttwasserten Tonzylindern. Wasserwirtsch. u. Techn. 1935.
60. Roscoe K-, Arthur J., J a m e s R. The determination of
stress fields during plane strain of a sand mass. Geotechnique, vol.
XIV, № 4, 1964.
61. R о s e n c v i s t I. Th. Physico—chemical properties of soils,
soil—water systems. Proc. ASCE, vol. 85, SM2 part 1, 1959.
62. S c e m p t о n A. W., Bjerrum L. A contribution to the sett-
lement analysis of foundation on clay. Geotechnique, vol. 7, 1957.
286
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение . . 3
Глава 7. Инженерно-геологические исследования площадок, сло-
женных слабыми водонасыщенными глинистыми грунтами 10
1. Распространение слабых глинистых грунтов на террито-
рии СССР и других стран.............................. J0
2. Объем инженерно-геологических исследований ..... 15
3. Методы отбора образцов грунта с ненарушенной струк-
4. Сжимаемость грунтов 26
5. Прочность грунтов .... 35
6. Проницаемость грунтов ... 58
7. Структурные свойства грунтов . . 78
Глава //. Расчет фундаментов сооружений на слабых водонасы-
щенных глинистых грунтах................................ 94
1. О расчете фундаментов по предельным состояниям . . 94
2. Методы расчета конструкций фундаментов и фундамент-
ных плит на слабых водонасыщенных глинистых грунтах 105
3. Экспериментальные исследования распределения напря-
жений о основании жестких штампов и фундаментов . . 112
Глава III. Методы строительства сооружений на слабых водо-
насыщенных глинистых грунтах............................125
1. Существующие методы строительства на слабых грунтах 125
2. Песчаные подушки.................................. .132
3. Вертикальные песчаные дрены 136
4. Картонные дрены .... 144
5. Песчаные сваи .... 152
6. Известковые сваи ... 161
7. Дренирующие прорези . 167
Глава IV. Расчеты консолидации оснований из слабых водона-
сыщенных глинистых грунтов при устройстве вертикальных
дрен, дренажных прорезей, песчаных и известковых свай . 172
1. О применимости теории фильтрационной консолидации
к сильносжимаемым водонасыщенным глинистым грун-
там . . :.......................................... 172
2. Методы расчета вертикальных дрен................... 176
3. Расчет вертикальных дрен с учетом начального градиен-
та напора и структурной прочности сжатия грунтов (слу-
чай свободных деформаций)...........................190
4. Приближенный расчет вертикальных песчаных дрен
с учетом структурной прочности сжатия грунтов и на-
чального градиента напора (случай равных деформаций) 207
5. Расчет вертикальных песчаных дрен с учетом структур-
ной прочности сжатия грунта и начального градиента
напора (случай равных деформаций)...................213
6. Расчет вертикальных песчаных дрен с учетом перемятой
зоны грунта вокруг дрены (случай свободных дефор-
маций) .............................................217
7. Расчет вертикальных песчаных дрен с учетом перемятой
зоны грунта (случай равных деформаций) . . . 228
287
Стр.
8. Расчет консолидации грунтов вокруг вертикальной дре-
ны с учетом неравномерности распределения избыточно-
го порового давления в начале процесса консолидации
(песчаная свая)......................................235
9. Расчет вертикальных дренажных прорезей для случая
свободных деформаций.................................242
10. Приближенный расчет вертикальных дренажных проре-
зей для случая равных деформаций...................' . 243
11. Расчет консолидации грунтов основания при применении
известковых свай..................................... 249
12. Расчет основания по деформациям для случая примене-
ния вертикальных дрен и дренирующих прорезей . . . 253
13. Расчет прочности основания для случая применения вер-
тикальных песчаных дрен и дренажных прорезей . . . 254
Глава V. Экспериментальные исследования консолидации сла-
бых водонасыщенных глинистых грунтов при искусствен-
ных основаниях . ... 257
1. Задачи экспериментальных исследований ... . 257
2. Экспериментальный лабораторный стенд..............258
3. Состав выполненных лабораторных исследований. Мето-
дика проведения опытов...............................262
4. Экспериментальное исследование совместной работы
песчаной подушки и вертикальной песчаной дрены . . . 264
5. Экспериментальное исследование работы вертикальных
дрен в грунтах со структурной прочностью сжатия . . 267
6. Исследование изменяемости порового давления во вре-
мени ..............................269
7. Исследование работы известковой сваи............. 273
8. Полевое исследование работы дренирующей прорези на
опытном участке . . . 277
Литература.. 284
Марк Юрьевич Абелев
СЛАБЫЕ ВОДОНАСЫЩЕННЫЕ ГЛИНИСТЫЕ ГРУНТЫ
КАК ОСНОВАНИЯ СООРУЖЕНИИ
• • •
Редактор издательства Перглер С. И.
Внешнее оформление художника Дормидонтова Б. К.
Технический редактор Мочалина 3. С.
СДано в набор 2/1 1973 г. Подписано к печати 20/Ш 1973 г. Т-04641.
Бумага типографская № 2. Формат 84хЮ8‘/и—4,5 бум. л., 15,12 усл. печ. л.
(уч.-нэд 15,6 л.). Тираж 11.000 экз. Изд Ke VIII—9920. Зак. 1 Цена 1 р. 04 к.
Стройиздат
Москва, К-31, Кузнецкий мост, 9
• • •
Владимирская типография Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
Гор, Владимир, ул. Победы, д. 18-6.