Text
П. А. КОНОВАЛОВ, КАНД. ТЕХН. НАУК
УСТРОЙСТВО
ФУНДАМЕНТОВ
НА ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТАХ
МОСКВА СТРОЙИЗДАТ 1 980
ББК 38.58
К 64
УДК 624.15:624.131.276
Печатается по решению секции литературы по инженерному оборудованию редакционного совета Стройиздата.
Рецензент — д-р техн, наук проф. М. Ю. Абелев.
Коновалов П. А.
К 64 Устройство фундаментов на заторфованных грунтах. — М.: Стройиздат, 1980.— 160. с., ил.
Рассмотрены вопросы проектирования и устройства фундаментов на основаниях, сложенных грунтами с примесью растительных остатков и заторфованными грунтами. Приведены характерные типы заторфованных оснований и требования к инженерно-геологическим изысканиям. Изучены закономерности напряженно-деформированного состояния заторфованных оснований и проанализированы результаты наблюдений за осадками зданий на них. Рассмотрены особенности расчета заторфованных оснований по предельным состояниям. Даны рекомендации по расчету свайных фундаментов. Предложены методы устройства фундаментов на заторфованных основаниях.
Для инженерно-технических и научных работников проектных, строительных и научно-исследовательских организаций.
„ 30206-495
к ~ zzx.To 198-80. 3202000000
047(01 )-80
Павел Александрович Коновалов
Устройство фундаментов на заторфованных грунтах
ББК 38.58 6С4.03
© Стройиздат, 1980
Редакция литературы по инженерному оборудованию Зав. редакцией И. П. Скворцова Редактор С. И. Перглер Мл. редактор Л. А. Минаева
Внешнее оформление художника И. JI. Шпилева Технический редактор Т. М. Кан Корректор Г. Г. Морозове кая
ИБ J* 1624
Сдано в набор 22.04.80 . Подписано в печать 11.11.80
Т-19531 Формат 84Х108У92 Бум. типограф. № 2 Гарнитура «Литературная» Печать высокая. Усл. печ. л. 8,4 Уч.-изд. л. 9,06 Тираж 5,000 экз. Изд. № AVI-6946 Заказ. 284 Цена 45 коп.
Стройиздат, 101442, Каляевская ул., д. 23а
Подольский филиал ПО «Периодика» Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли г. Подольск, ул. Кирова, д. 25
ПРЕДИСЛОВИЕ
Ограничение строительства промышленных и гражданских зданий и сооружений на (пригодных для сельского хозяйства массивах» осуществляемое в нашей стране в соответствии с решениями XXV съезда КПСС и новым земельным законодательством, (вызвало необходимость освоения площадок в сложных инженерно-геологических условиях. В настоящее время, как правило, под зону застройки выделяются заболоченные участки, затор-фованные территории с толщиной торфяного покрова от 1 до 5 м и более, пойменные и надпойменные террасы, устья и дельты рек, изобилующие линзами и выдержанными слоями заторфованных грунтов, погребенных торфов и слабых водонасыщенных глинистых грунтов, а также бытовые и промышленные свалки, где под насыпным слоем грунта часто встречаются слои торфа или заторфо-ванного грунта.
Наличие таких грунтов в основании зданий и сооружений наиболее характерно для строительных площадок Нечерноземной зоны РСФСР, где в последние годы в соответствии с постановлениями ЦК КПСС и Совета Министров СССР осуществляется значительная реконструкция старых промышленных предприятий и происходит дальнейшее увеличение объемов капитального строительства.
В результате поиска новых сырьевых баз на территории нашей страны в северных районах Тюменской и Томской областей были открыты нефтяные и газовые месторождения. Ранее необжитые районы Западной Сибири стали покрываться сетью автомобильных дорог, газо- и нефтепроводов, линий электропередач, появились новые города, жилые поселки, промышленные предприятия. При этом интенсивное строительство в Западной Сибири ( в частности, в Тюменской и Томской областях) часто ведется на заболоченных и заторфованных территориях. Поставленная XXV съездом КПСС задача создания Западно-Сибирского территориально-чфомышленного комплекса требует интенсивной разработки проблемы строительства ® сложных инженерно-геологических условиях, в том числе на заторфованных территориях.
3
В настоящей работе обобщается опыт исследования физико-механических свойств заторфованных грунтов и погребенных торфов, залегающих в основаниях зданий и сооружений, особенности напряженно-деформированного состояния заторфованных оснований, и способы строительства на таких грунтах. Результаты экспериментов были использованы при проектировании жилых зданий в Московской, Ярославской, Вологодской, Смоленской, Тюменской и других областях, а также ряда промышленных объектов Тобольского нефтехимического комплекса, Череповецкого химического завода, Вологодского шарикоподшипникового завода, нефте- и газоперекачивающих станций-на заторфованных территориях Западной Сибири и т. д.
В связи с тем, что данная книга является одной из первых попыток обобщения исследований в области строительства на заторфованных грунтах, автор заранее благодарен читателям, приславшим свои замечания и пожелания, направленные на улучшение ее содержания.
Автор выражает признательность д-ру техн, наук, проф. М. Ю. Абелеву за ценные замечания, сделанные им при рецензировании рукописи. Автор также приносит благодарность кандидатам] техн, наук Л. Ф. Сальникову, Ю. К. Ткачеву, Ю. К. Иванову и Г. Б. Кульчицкому, а также инженерам В. Г. Гончарову, Т. Н. Горовой и Л. А. Макееву, принимавшим непосредственное участие в выполнении ряда экспериментальных работ.
ГЛАВА I
ТИПЫ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ И ОСОБЕННОСТИ ИХ СТРОЕНИЯ
1. ТИПОВЫЕ СХЕМЫ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ И ОСОБЕННОСТИ ИХ СОСТАВА
Заторфованным называется основание, в пределах сжимаемой толщи которого находятся слои, прослойки или линзы грунта с относительным содержанием органических (растительных) остатков от общей массы q более 0,03 для песчаных грунтов и более 0,05 для глинистых. Сжимаемая толща в данном случае вычисляется в соответствии с шириной пятна (площади) застройки здания и средним давлением по его площади.
К заторфованным относятся грунты, содержащие от 10 до 60% органических веществ, образовавшихся в результате накопления и неполного разложения высших растений в анаэробных условиях.
При этом органические остатки в грунте могут находиться в различном по степени разложения состоянии. В зависимости от особенностей расположения в пределах ширины пятна застройки здания, а также глубины основания слоев, прослоек или линз заторфованного грунта или торфа можно выделить наиболее распространенные типовые схемы заторфованных оснований (рис. 1).
Тип 1 — в пределах сжимаемой толщи основания здания залегает однородный слой грунта- с примесью растительных остатков, заторфованного грунта или торфа.
Напластования такого рода довольно часто встречаются по всей территории страны. Обычно они слагаются толщей водонасыщенных глинистых грунтов с примесью разложившихся растительных остатков (гумусированных) или слабозаторфованных глинистых грунтов (например, в Колхидской низменности). Распределение органических веществ по глубине и в плане только условно может быть названо равномерным. Чаще всего они располагаются гнездами или непрерывно чередующимися прослойками с таким незначительным в инженерно-геологическом отношении интервалом, что при оформлении гли-
5
Рис. il. Типовые схемы заторфованных оснований тологических резервов их целесообразно объединять в однородную толщу. Наличие лримесёй разложившихся или полуразложившихся органических веществ накладывает отпечаток и на внешний вид заторфованных грунтов. В состоянии природной влажности они имеют грязно-серый, бурый и даже черный цвет и нередко пахнут сероводородом.
Тип II — в верхней части сжимаемой толщи основания залегают слои грунта с примесью растительных остатков, заторфованного грунта или торфа.
Напластования такого рода широко распространены в пойменной части больших и малых рек, по берегам старых озер, на заболоченных равнинах. В районах северного Нечерноземья нижний подстилающий слой чаще всего представлен плотными моренными отложениями с включением гравия и/валунов. В Среднем Приобье подстилающий слой состоит из пластичных супесей или суглинков с повышенной деформативностью и низкой несущей способностью. Если в первом случае устройство фундаментов упрощается, то во втором оно чрезвычайно осложнено.
Тип III — в нижней части сжимаемой толщи основания залегают слои грунта с примесью растительных остатков, заторфованного грунта или торфа.
Естественные напластования такого типа широко встречаются в Нечерноземной зоне РСФСР. Вместе с тем
6
онп довольно часто образуются искусственно^ «когда на толщу сильно сжимаемых заторфованных грунтов по проекту инженерной подготовки планомерно намывался или насыпался слой минерального грунта, обычно песка [например, в районе Оболони (Киев), в Тюменской обл.]. Но -иногда толща заторфованного грунта или торфа оказывается 'погребенной под отвалами, грунтов in отходов «производств, отсыпаемых на окраинах населенных пунктов слоями или по откосу сразу на всю высоту. Такие искусственно образованные ‘основания встречаются повсеместно в поймах и дельтах рек, по берегам озер, на заболоченных территориях.
Тип IV — сжимаемая толща в пределах ширины пятна застройки здания включает -грунты с примесью растительных остатков, з аторфо© анные грунты и торфы в виде линзы: а) центрально расположенной; б) односторонне вклинившейся; в) двухсторонне вклинившейся.
Это наиболее часто встречающийся тип заторфованного основания на пойменных территориях, а также в районах моренных отложений. Они распространены повсеместно на территории Нечерноземной зоны РСФСР и Западной Сибири, в южных районах Ьтраны й т. д. Кровля линзы заторфованного грунта или торфа часто обнаруживается на глубине 4—6 м, но в практике строительства отмечены случаи залегания ее на глубине 10—12 м. Толщина таких линз находится в пределах 1—3 м.
Тип V— по глубине сжимаемой толщи находится прослоек заторфованного грунта или торфа, внешние границы которого в плане выходят за пределы пятна застройки здания. Такой Игип основания может также образовываться искусственно при засыпке заболоченных озер, стариц, низин и т. д.
Тип VI— сжимаемая толща характеризуется многослойной заторфованностью, когда небольшие линзы и прослойки заторфованного грунта или торфа толщиной от 0,2 до 0,5 м бессистемно располагаются по глубине основания и в плане.
Проектирование и строительство жилых, гражданских -и промышленных зданий в инженерно-геологических условиях подобных обобщенным автором схемам оснований, имеют особенности, пренебрежение -которыми может привести к аварийным деформациям сооружения, если не во время строительства, то в период эксплуатации.
7
2. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИМ ИЗЫСКАНИЯМ
По установившейся в изыскательской практике терминологии, характеризующей сложность «инженерно-геологических условий, перечисленные типы заторфованных оснований можно отнести к сложным и даже особым инженерно-геологическим условиям. Инженерно-геологические исследования («их объем и содержание) грунтов заторфованных оснований проводятся с учетом конструктивных -и эксплуатационных особенностей проектируемых зданий и сооружений. Результаты этих исследований должны содержать данные:
.для выбора типа оснований и конструкций фундаментов, отвечающих эксплуатационной надежности возводимых зданий и сооружений, с учетом возможных последующих изменений природных условий и свойств заторфованных грунтов и погребенных торфов;
для установления вида и объема инженерных мероприятий по подготовке площадки строительства и прилегающей территории;
для выбора дополнительных мероприятий при производстве работ по игредпостроечному уплотнению грунтов оснований.
Буровые работы под отдельный объект должны проводиться в пределах контура здания. Минимальное число скважин для простых зданий и сооружений при их размерах в плане менее 20 м и сложном напластовании грунтов не должно быть менее трех. Рациональнее при этом располагать их под! углами здания.
При обнаружении отдельными выработками слоев, прослоек и линз заторфованного грунта или погребенного торфа необходимо назначать дополнительные изыскания с целью определения их толщины и размеров в плане. Расстояние между отдельными дополнительными выработками в этом случае должно приниматься не более 15—20 м, а глубина выработок должна быть не менее ширины здания, ио ие| более 25 м.
Для заторфованных грунтов (^>0,1) и погребенных торфов (<7>О,6) определение характеристик производится через 0,5 м по глубине для каждого обнаруженного слоя. Там, где толщина каждого слоя или линзы не превышает 1 м, образец грунта отбирается из каждого обнаруженного слабого слоя. Учитывая большие трудности, связанные с отбором образцов водонасыщен-
8
кого заторфованного грунта ненарушенной структуры из буровых скважин для лабораторных испытаний, исследования грунта целесообразно вести полевыми методами в условиях| их естественного залегания.
.При инженерно-геологических изысканиях должна быть объективно оценена возможность .изменения уровня грунтовых вод в пределах застраиваемой площадки» Снижение уровня грунтовых вод в толще, сложенной заторфованными грунтами, создает условия для интенсивного разложения органических веществ с последующей их минерализацией. Кроме изменения физико-механических свойств заторфованных грунтов этот процес сопровождается осадкой заторфованного основания.
Агрессивность поверхностных и грунтовых вод по отношению к материалу фундаментов или других подземных сооружений для территорий, сложенных заторфованными грунтами или торфами, должна тщательно изучаться. В результате разложения органических веществ в грунтовой воде образуется ряд органических и минеральных соединений, вызывающих коррозию бетона. Оценка агрессивности воды приведена в СНиП 11-28-73. Результаты анализов воды, взятой на затор-фованной территории вблизи г. Архангельска, показали, что она обладает слабой и средней степенью агрессивности. Болотные воды в районе о. Самотлор Тюменской обл. характеризуются общекислотной, а также углекислой агрессией и вызывают коррозию бетона II вида [43].
Склонность заторфованных грунтов к деформациям морозного пучения должна быть также оценена во время инженерно-геологических изысканий. Морозная пучинистость грунтов зависит от их вида и состава, степени влажности, степени заторфованности, расположения уровня грунтовых вод. При этом увеличение количества органических веществ в грунте приводит к снижению степени его морозной пучинистости. Например, сильнозаторфованный грунт и торф являются практически непучинистыми грунтами. Кроме того, заторфо-ванные грунты или торфы, расположенные под мерзлым слоем, имеют 'большую сжимаемость, вследствие чего снижается или ‘исключается вообще опасность поднятия фувдамента от воздействия касательных и нормальных сил морозного пучения.
9
Заторфованные грунты, кроме того, характеризуются тиксотропными свойствами, (проявляющимися в ваде двух неразрывно связанных и взаимно обратимых процессов— разупрочнение и упрочнение. Разупрочнение грунта может возникнуть в результате динамических воздействий, действия вибрации и ультразвука, а упрочнение начинается по прекращении динамического воздействия на него.
В случаях когда на территории строительства осуществляются мероприятия по инженерной подготовке (общее водопонижение, уплотнение слоем песка без дрен или с дренами различных систем и т. п.), должны быть предусмотрены дополнительные инженерно-геологические .изыскания по завершению процесса условной стабилизации осадок грунта. Материалы этих изысканий являются исходными для проектирования оснований и фундаментов зданий и сооружений, так как они отражают фактическое состояние и свойства заторфованных грунтов шосле их уплотнения.
3. ОСОБЕННОСТИ МЕТОДИКИ ИСПЫТАНИЯ ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ
Для испытаний в шурфах сильносжимаемых затор-фованных грунтов с консистенцией от мягкопластичной до текучей предпочтение следует отдавать штампам больших размеров — площадью 5000 и 10 000 см2. В этом случае влияние пластических деформаций в слабом грунте под краями загруженного штампа на результаты испытаний будет несущественным. Кроме того, возможная изменчивость степени заторфованности грун-та по глубине и в плане (наличие гнезд и включений торфа различной степени разложения) при использовании крупномасштабных штампов не исказит общую оценку сжимаемости грунта.
Загружение штампа может вестись гидравлическими домкратами «или установкой с нагружаемой платформой.
Применение нагружаемой платформы имеет при испытаниях сильносжимаемых грунтов ряд преимуществ: отпадает необходимость использования домкратов, насосных станций, анкерных устройств, возникает возможность длительной выдержки нагрузок до полной стабилизации осадок медленно консолидирующихся заторфованных грунтов. Нагружение платформы может осуществляться стальными пластинами, которые с помощью
10
лебедки надеваются на штырь в виде трубы диаметром 89 мм.
Исследование свойств грунта в шурфах или непосредственно в котлованах строящихся зданий и сооружений с помощью сборных железобетонных элементов, предложенное Д. Е. Полыпиным и Н. Я. Рудницким, имеет преимущество по сравнению со стандартной методикой. Оно заключается в том, что с помощью автокрана на зачищенную поверхность дна котлована укладываются два сборных блока (например, стеновых СБ-4 или СБ-5) с расстоянием между их осями, равным 8— 10 ширинам блока. На эти блоки с необходимыми по виду грунта ступенями нагрузок укладываются взвешиваемые динамометром строительные конструкции (плиты перекрытий, балки, сваи и т. п.). Наблюдение за осадками блоков ведется нивелиром. Использование этой методики обеспечивает получение сразу двух значений модуля деформации грунта при одной и той же нагрузке, способствует выя1влению коэффициента изменчивости модуля деформации a=Emax/£’min и, наконец, позволяет выдерживать грунты под нагрузкой практически неограниченное время. При таком испытании результаты более надежны, чем при испытании стандартными 'штампами, и достаточно хорошо моделируется фактическая работа фундамента на естественном основании.
Если слой грунта, деформационные свойства которого необходимо определять, находится на глубине более 5 м, рациональнее вести его испытание в скважине круглым в плане штампом площадью 600 см2 (диаметром 27,7 см). Нагружение его осуществляется домкратом, подвесной платформой или с помощью специальной канатно-рычажной установки КРУ-600.
При испытаниях песчаных или глинистых грунтов с относительным содержанием растительных остатков <7^0,1 нагружение штампов ведется ступенями р= =0,025 МПа, а при испытаниях слабо- и среднезатор-фованных грунтов (0,1 <</<0,4) ступени не должны превышать 0,01 МПа. Каждая ступень давления выдерживается во времени до условной стабилизации осадки. За условную стабилизацию осадки песчаных и глинистых грунтов с примесью растительных остатков, а также слабозаторфованных грунтов принимается приращение осадки штампа, не превышающее 0,1 мм за 2 ч, если их консистенция /ь^0,25, й за 3 ч, если /ь>0,25, а средне-
11
и сильнозаторфованных грунтов за 3 ч. Испытание заторфованных грунтов’ лопастным прибором, заключающееся в сдвиге по цилиндрической поверхности объема грунта вращающейся по оси симметрии крестообразной лопасти, практически является единственным способом оценки их прочностных свойств, причем только в одном направлении, так как отбор образцов водонасыщенного заторфованного грунта' с больших глубин весьма затруднен из-за отсутствия надежных грунтоносов.
При использовании этого метода нельзя получить раздельно значения угла «внутреннего трения <р° и удельного сцепления с. Однако определенное лопастными испытаниями общее сопротивление заторфованного грунта т допускается принимать (в запас надежности) равным сцеплению грунта с; этим предусматривается возможность возникновения в грунте нестабилизированного состояния, ‘когда ф=0. Рабочий орган крыльчатки состоит из двух или четырех лопастей, которые вдавливаются в забой, а затем поворачиваются. При повороте лопастей измеряют крутящий момент. Зная величину момента и размеры лопастей, нетрудно рассчитать сопротивление сдвигу.
В отечественной практике для исследований грунтов на сдвиг в полевых условиях на слабых грунтах хорошо зарекомендовала себя серийно выпускаемая переносная установка СП-52 конструкции Фундаментпроекта. Она снабжена комплексом сменных крестовин диаметром 60, 80 и 100 мм, высотой соответственно 120, 160 и 200 мм.
Лопастной прибор конструкции ЦНИИС Минтранс-строя, снабженный крыльчатками четырех типоразмеров диаметром 55, 75 и 100 мм, высотой соответственно 110, 150 и 200 мм и диаметром 75 мм, высотой 200 мм, никаких преимуществ перед установкой СП-52 не имеет.
Статическое зондирование позволяет определять последовательность залегания плотных и сильносжнма-емых слоев, вид грунтов, их составляющих, а также степень неоднородности залегания грунтов по глубине и в плане, что особенно важно для условий ваторфован-ных оснований.
Применение динамического зондирования для контроля плотности водонасыщенных мягкопластичных глинистых и заторфованных грунтов не рекомендуется.
Оценка деформационных свойств грунтов в полевых условиях может быть произведена также с помощью 12
прессиометров. Методика такого рода испытаний регламентирована специальным стандартом (ГОСТ 20276— 74), а конструкции прессиометров разработаны НИИ оснований и подземных сооружений им. Н. М. Герсева-нова, Фуадаментпроектом, Всесоюзным НИИ гидрогеологии ш инженерной геологии, Уральским политехническим институтом и рядом других организаций. Следует, однако, иметь в виду, что прессиометром можно определить модуль деформации грунта только в горизонтальном направлении. Поэтому он применим исключительно для изотропных заторфованных грунтов.
В связи с тем что прессиометрические исследования водонасыщенных заторфованных грунтов иногда не могут быть осуществлены из-за оплывания стенок скважин, в НИИ оснований и подземных сооружений был отработан следующий порядок проведения испытаний. В пробуренную с обсадной трубой скважину до забоя опускается зонд прессиометра. Затем обсадная труба поднимается на высоту зонда и производится прессиомет-рическое нагружение грунта.
В зарубежной практике изысканий широко известны французские прессиометры конструкции Менара, которые для исследований свойств водонасыщенных пластичных грунтов оказались непригодными.
В случаях когда при изысканиях с помощью специальных грунтоносов с бумажными парафинированными гильзами (залавливаемого безвакуумного грунтоноса конструкции ЛенГРИИ, Сибгипротранса или ЦНИИСа) обеспечивается отбор образцов водонасыщенного заторфованного грунта ненарушенной структуры, целесообразно ряд его механических свойств исследовать в лабораторных условиях по специальной методике.
В случае возможности дренирования и уплотнения заторфованных грунтов в основании под воздействием нагрузки от сооружения оценка их прочности в лабораторных условиях производится дренированными испытаниями, а параметры сдвига определяются по эффективным напряжениям.
Г. В. Сорокина [55] рекомендует, кроме того, для заторфованных грунтов учитывать влияние фактора времени на прочность. С этой целью ею разработана методика определения прочности грунтов в условиях сложного напряженного состояния с учетом явлений ползучести. Исходной теорией для описания явления ползучести принята теория вязкопластичных тел Шведова — Бингама-
13
Однако справедливость этого закона доказана только для илов и водонасыщенных мягко- и текучепластичных глинистых грунтов с содержанием органических веществ до 10%. Возможность распространения его на весь диапазон заторфованных грунтов требует дополнительных исследований.
Сжимаемость заторфованного грунта необходимо определять в компрессионном приборе (одометре) при осевом фильтрационном потоке на образцах ненарушен* ной структуры в водонасыщенном состоянии без возможности набухания (под арретиром). Минимальная высота испытываемого образца цилиндрической формы 20 мм при отношении между диаметром и высотой, равном 3,5 [42]. Давление на образец грунта передают ступенями до проектной величины (обычно до 0,15—0,2 МПа). Для фиксации структурной прочности грунта нагрузка увеличивается ступенями от 0,001 до 0,005 МПа.
Далее в зависимости от величины рстр определяются ступени последующих загрузок, не превышающие 0,02 МПа.
За стабилизацию деформаций грунтов с 0,05 ^0,25 рекомендуется принимать деформацию, не превышающую 0,01 мм за 12 ч, а для грунтов с (/>0,25— за 24 ч. После приложения каждой ступени нагрузки на образец необходимо записывать показания деформаций по мессуре через 5, 15 и 30 с, 1, 2, 3, 5, 10, 15; 30 и 60 мин, 2 я и далее через каждый час в течение 8 ч и затем 2 раза в1 сутки. Эти данные необходимы для последующего построения кривой консолидации и вычисления коэффициента консолидации по методу квадратного корня из времени (методу Тейлора).
Фильтрационные свойства заторфованных грунтов можно определять в одометрах на тех же образцах, которые использовались для исследования сжимаемости.
В этом случае предпочтение следует отдавать ускоренному способу вычисления коэффициента фильтрации и начального градиента напора, разработанному Б. П. Горбуновым. Их значения определяются графическим путем по изменению уровня воды в капиллярах при фильтрации ее в образце сверху вниз с небольшими градиентами напора.
При определении сжимаемости, прочностных свойств и коэффициента фильтрации заторфованных грунтов необходимо учитывать их анизотропию, для чего образец
14
исследуется в двух направлениях. Поэтому число отбираемых для лабораторных исследований образцов затор-фованного грунта должно быть в 2 раза больше числа образцов обычных грунтов. Разметку ориентировки образцов при этом следует строго контролировать.
ГЛАВА II
ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ ЗАТОРФОВАННОСТИ НА СВОЙСТВА ГРУНТОВ
1. СТРУКТУРА ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ
Под структурой грунтов подразумевается обусловленное характером внутренних связей закономерное расположение различных по крупности и форме минеральных частиц или отдельных агрегатов частиц, на которые грунты могут распадаться. В. Д. Ломтадзе [38] справедливо полагает, что структура грунтов определяется, кроме того, еще и относительным количественным содержанием основных компонентов, слагающих грунт. Знание структуры грунта позволяет полнее оценить степень его однородности, дисперсности и глинистости.
Заторфованный грунт представляет собой комплекс твердых минеральных и органических частиц в разложившемся и неразложившемся состоянии и заполнителя в виде воды и газа.
Органическая часть заторфованных грунтов очень разнообразна по своему физическому состоянию и химическому составу. В ней наряду с малоразложившимися остатками растительного происхождения встречаются органические вещества различных степеней разложения.
Часть органических веществ настолько тесно объединяется с минеральной частью грунтов, что становится уже неотделимой от нее физическими методами, образуя сплошной комплекс органо-минеральных соединений. Органические вещества находятся в этом соединении в виде неразложившихся и полуразложивщихся растительных остатков или гумуса. Известные схемы строения агрегатов предполагают возможность образования их в органо-минеральных грунтах (соответственно и в заторфованных) в результате склеивания минеральных частиц гумусовыми и другими органическими соединениями.
15
Автор в результате проведенных исследований установил, что органические включения в заторфованных грунтах, представленные растительными остатками, имеют различную степень разложения — от побуревших остатков стеблей и корней до хорошо разложившейся гумусовой массы. С увеличением содержания органических веществ и повышением степени их разложения заметно усиливаются коллоидные свойства грунтов, повышается их гидрофильность, влагоемкость и деформируемость и снижается прочность.
Из основных типов структур для глинистых грунтов (к которым в большинстве своем относятся заторфован-ные грунты) заторфованным грунтам более всего соответствует фитопелмтовая структура, так как в тонкодисперсной массе этих грунтов, обычно окрашенной органическими соединениями в темные тона, выделяются как породообразующие элементы остатки растений или их обрывки различной степени сохранности. Эта структура особенно часто наблюдается в континентальных отложениях (озерных, болотных и аллювиальных) и очень редко в лагунных и морских.
А. К. Ларионов [37], классифицируя слабые грунты, относит водонасыщенные заторфованные грунты к группе органо-минеральных грунтов с водно-коллоидными и органическими структурными связями, причем прочность этих связей он в основном обусловливает наличием пленки органических веществ на поверхностях минеральных частиц.
Р. Пуш (Швеция) i[80] придает большое значение микробиологическим процессам, которые развиваются на поверхности осаждающихся минеральных частиц и принимают активное участие в формировании структуры органо-минеральных грунтов. Микроорганизмы и бактерии способствуют образованию микроагрегатов и создают соединения, склеивающие минеральные частицы.
В переотложенных вследствие эрозии глинистых грунтах отмечается наличие полуразрушенных и частично разрушенных растительных остатков, содержащих целлюлозу и лигнин. И если в осажденных органо-минеральных грунтах органические вещества образуют локальную систему, то в переотложенных — равномерную систему. Переотложенные органо-минеральные грунты (заторфованные) с равномерной системой распределения органических веществ ведут себя подобно вязкоупругим, а чаще всего вязкопластичным телам. Наличие гумуса и остат
16
ков растительных веществ способствует образованию гибкой системы связи между минеральными частицами, что существенно сказывается на физико-механических свойствах заторфованных грунтов.
Исследования органо-минерального грунта под микроскопом показали, что в гтино-органических смесях органические волокна притягивают к себе частички глины. Установлено, что эти частички вследствие наличия достаточно больших сил сцепления располагаются вокруг органических волокон в виде тонкого покрытия. Благодаря прочности органических волокон, которые действуют как демпферы между частицами минерального грунта, глина смогла приобрести дополнительную прочность.
Проведенные автором исследования физико-механических свойств большой совокупности заторфованных грунтов с различным содержанием органических веществ позволили достаточно четко выявить активную роль органических включений в формировании структуры таких грунтов. Было также установлено, что разложившиеся и полуразложившиеся растительные остатки в грунте способствуют образованию водно-коллоидных структурных связей, а также влияют на влагоемкость, фильтрационные, деформационные и прочностные свойства. При этом впервые был выявлен ряд закономерностей, связывающих физико-механические свойства грунтов со степенью их заторфованности. Полученные результаты были положены в основу инженерной оценки заторфованных грунтов как оснований зданий и сооружений.
2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТЕПЕНИ ЗАТОРФОВАННОСТИ ГРУНТА
В отечественной практике лабораторных (исследований грунтов -методика определения содержания в них растительных остатков любой степени разложения никогда не регламентировалась. Издавна был известен упрощенный способ определения содержания неразложивинихся растительных остатков в грунтах путем отделения их от минерального грунта с помощью пинцета и лупы.
При обнаружении органических включений в грунтах обычно прибегали к прокаливанию образцов при температуре 600—950°С до постоянной массы. По величине потери при прокаливании (ППП) ориентировочно судили о количественном содержании в грунте органических веществ и минерального остатка.
17
Широкую известность в последнее время получила методика определения содержания в грунтах органического вещества по методу И. В. Тюрина. Этот метод основан на окислении гумуса серно-хромовой смесью, приготовленной при соотношении серной кислоты и воды, равном 1:1. Фактически в методе И. В. Тюрина учитывается не углерод, а кислород, затрачиваемый на окисление органического углерода Сорг. Однако метод И. В. Тюрина в различных модификациях (В. В. Пономаревой, М. М. Кононовой и Н. П. Бельчиковой, В. Н. Симакова и др.) разработан для минеральных почв с невысоким содержанием органических веществ (максимум 10—15%), которые в этих почвах являются более или менее однородными, аморфными и равномерно распределенными в минеральной части. Заторфованные грунты отличаются высоким содержанием органического вещества неоднородного и грубодисперсного состава, особенно при низкой степени разложения растительных остатков. Поэтому метод И. В. Тюрина, разработанный для минеральных почв, оказывается не совсем пригодным для заторфованных грунтов, так как он занижает содержание в них органических веществ.
Для заторфованных грунтов с высоким содержанием органических «включений был «бы более целесообразен серно-хромовый метод А. Анстетта [76] в модификации В. В. Пономаревой и Т. А. Николаевой. Однако определение органических веществ по «методу А. Анстетта небезопасно, так как сопровождается бурным разложением органического вещества, что приводит к разбрызгиванию содержания колбы, а иногда и сопровождается ее разрывом.
Очень перспективным для определения содержания органического вещества в заторфованных грунтах без предва«рительного удаления карбонатов может оказаться метод, предложенный Н. П. Бетелевым. Сущность его состоит в сжигании пробы при 500°С в токе кислорода на газоанализаторе ГОУ. При этой температуре наиболее распространенные карбонаты — кальцит СаСО3 и доломит CaMg(CO3)2— не разлагаются, «вследствие чего не требуется их предварительное удаление. Для полного сгорания органического вещества с образованием углекислого газа к пробе добавляется катализатор закись-окись кобальта СО3О4, который интенсифицирует горение. Он же способствует поглощению образовавшихся при сжигании окислов серы. Главным в этом методе
18
является то, что он не имеет ограничений по количественному составу органических веществ в грунте.
Известно, что «потери при прокаливании грунта характеризуют содержание в нем органических включений не точно, а с некоторым завышением. При прокаливании с температурой около 900°С кроме сгорания органического вещества происходят удаление химически связанной воды из минеральной части грунта, разложение карбонатов, хлоридов и других соединений, что сопровождается выделением газообразной фазы и ведет к уменьшению массы грунта.
А. Ара [77] в 1969 г. детально исследовал процесс сгорания органического вещества в искусственных органо-минеральных смесях при температурах 375, 450, 600 и 900° С. Им было установлено, что при доведении температуры до 450°С с выдержкой ее в течение 5 ч происходит наиболее полное выгорание органических веществ в образце грунта. Содержащийся в минеральной части грунта чистый монтмориллонит в интервале температур 450— 600°С разрушался и терял в массе от 8,3 до 11,6%. Для практического использования метода прокаливания органических веществ им была рекомендована температура 440°С. В отечественной практике [51] также впоследствии была рекомендована эта оптимальная температура прокаливания.
Как уже отмечалось ранее, существенные погрешности при прокаливании образцов органо-минерального грунта вызывает наличие в нем карбонатов, не удаленных ранее декальцированием. При высоких температурах происходит их окисление и выделение в виде газа, что может быть принято при окончательном взвешивании остатка грунта за выгоревшие органические вещества. Естественно, что определяемое в таких образцах содержание органических веществ будет значительно преувеличено.
Чтобы иметь возможность сопоставлять результаты определения степени заторфованности всех исследованных нами образцов грунта, была проведенз следующая работа. К минеральным песчаным и глинистым некарбонатным грунтам в различной пропорции добавлялся торф с надежно выверенным содержанием органических веществ. Такая органо-минеральная композиция увлажнялась и хорошо перемешивалась до однородного состоя- ‘ ния. Из подготовленных таким образом образцов грунта велся отбор проб для определения степени их заторфо-
19
ванности как по методу И. В. Тюрина в модификации В. Н. Симакова, так и по методу прокаливания понашей программе в лабораториях ГПИ Фундаментпроекта и Верхне-Волжского треста инженерных изысканий.
Сопоставление результатов определения содержания органических веществ по этим двум методам показало, что между ними существует стабильная линейная связь:
Ог = 0,73 Сп± 2,7, (1)
где Gr и Gn — содержание органических веществ, %, выявленное соответственно по методу И. В. Тюрина и методу прокаливания.
К аналогичным выводам пришли М. П. Красильникова и В. А. Пискунов, параллельно по нашей программе определявшие содержание органических веществ в образцах грунта, взятых со строительных площадок Верхне-Волжского региона:
Gr = 0,75 Gn ±3,5. (2)
Коэффициент корреляции в обоих случаях был равен 0,9.
Для заторфованных грунтов Верхне-Волжского региона, характеризующихся наличием карбонатов, эта зависимость выражена автором в следующем виде:
Gr = 0,55Gn —2. (3)
Коэффициент корреляции здесь превысил 0,9.
Полученная зависимость свидетельствует о том, что при определении -содержания органических веществ в; карбонатных грунтах методом прокаливания могут быть получены результаты, *в 2 раза превышающие фактические, если не учесть поправочные коэффициенты на потерю в массе грунта при термическом разложении карбонатов.
Выявленные таким образом поправочные коэффициенты были использованы нами для корректировки степени заторфованности всех имеющихся у нас данных по за-торфованным грунтам.
Автор считает необходимым обратить внимание на обнаружившуюся в технической литературе и нормативных документах разницу в вычислении степени заторфованности q. В СНиП П-15-74, Рекомендациях I[51] и] других нормативных материалах ее вычисляют как отношение (в долях единицы)'
<71 = СО/6М. (4)
20
А. Ара, P. Пуш, Рукогодство к СНиП П-15-74 [56] предлагают эту величину вычислять исходя из следующего выражения:
где Go — масса органических веществ; GM— масса минеральной части.
И если выражение (5) гарантирует, что степень затор-фованности образца будет находиться ® интервалеО—1, то из выражения (4) следует, что интервал степени за-торфованности простирается от нуля до бесконечности. По всей вероятности, для практического использования оно менее пригодно.
Чтобы выявить различие между значениями q\ и q2i запишем выражения (4) и (5) следующим образом:.
__ бр (бо 4~ бм) । I бо
<7 2 бо -f- GM бм
(6)
Кроме того, нанесем их на график qi,2=f(Go) (рис. 2). Из графиков видно, что только при незначительном
содержании органических включений различие в результатах вычисления несущественно. Но уже при 30% содержания органических веществ от общей массы грунта результаты вычислений отличаются в 1,5 раза, а при 50% — в 2 раза. Из изложенного выше явствует, что различные способы вычисления степени заторфован-ности вносят путаницу в оценку фактической заторфованности грунта и, кроме того, приводят к необходимости предусматривать в проектах мелиоративные и конструктивные мероприятия там, где этого можно было бы и не делать. Автор далее использует выражение (5) из «Руководства ото проектированию оснований зданий и сооружений».
Рис. 2. Зависимость степени заторфованности от метода ее расчета
21
3. СВЯЗЬ МЕЖДУ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИМИ ХАРАКТЕРИСТИКАМИ ГРУНТА
И СТЕПЕНЬЮ ЕГО ЗАТОРФОВАННОСТИ
На изменение свойств минеральных грунтов в связи с введением в них добавок торфа обратили внимание еще в 30-х годах дорожники. Свойства песчаных грунтов для дорожного строительства улучшали путем добавок торфа (торфованием), так как присутствие гумусовых веществ, содержащихся в торфе, придавало этим грунтам связность вследствие склеивания частиц песка гумусовой коллоидной пленкой. Полученная таким образом органо-минеральная смесь приобрела физико-механические свойства, существенно отличающиеся от свойств обычных песчаных грунтов, причем характер этих свойств менялся по мере увеличения содержания в грунтах органических веществ, т. е. в зависимости от степени заторфованности.
Физико-механические свойства торфо-песчаных смесей изучались в работах Ф. П. Винокурова [12], К. П. Лундина [39], В. В. Охотина [46], А. Ф. Печкурова [48], А. Е. Тетеркина и др., которые во многом способствовали разработке экономичных и надежных решений по устройству дорожных насыпей и земляных гидротехнических сооружений.
Приоритет в области изучения свойств заторфованных грунтов и поведения возведенных на них сооружений принадлежит ленинградским ученым и изыскателям. Специфические инженерно-геологические и гидрогеологические условия Ленинграда и области, характеризующиеся напластованиями грунтов с примесью растительных остатков и заторфованных, вынуждали строителей сооружать здания на заторфованных основаниях, конструктивно приспосабливая их к особенностям поведения заторфованных грунтов под нагрузкой и во времени. В работах Б. Д. Васильева [9], Б. И. Далматова [20—22], А. Т. Иовчука [28, 29], Н. Н. Морарескула [43], С.Н. Сотникова [61], В. М. Фурса [70] и др. были исследованы особенности физико-механических свойств заторфованных грунтов Ленинграда.
В дальнейшем некоторые свойства заторфованных грунтов были изучены в работах М. Ю. Абелева Г2], В. Е. Васильевского [8], В. И. Гусевой [191, Ю. К. Иванова Г26], Г. В. Сорокиной [51. 55], И. В. Пчелиной Г51], Л. Т. Роман и В. П. Ушкалова [67], А. Ара [77], Р, Пуща [80], Ж. Перрэна £79] и др.
22
Для оценки влияния степени заторфованности на свойства грунтов в НИИ оснований и подземных сооружений в течение последних 10 лет велись сбор, обработка и анализ результатов лабораторных и полевых исследований физико-механических свойств песчаных и глинистых грунтов континентального происхождения с примесью растительных остатков более 3(5)%. Общее число паспортов испытаний грунта составило 3700. В основном это были грунты различных площадок строительства. Изыскания и исследования грунтов на них проводились Центральным трестом инженерночггроительных изысканий (ТИСИЗ) и его местными отделениями (МосЦТИСИЗ, ЛенТИСИЗ, УралТИСИЗ, ЗапСибТИСИЗ, Верхне-Волжский ТИСИЗ), Мосгоргеотрестом, Мособлгеотрестом, Фундаментпроек-том, УралТЭП, Гипроречтрансом, изыскательским отделом Гипротюменнефтегаза, проектным институтом № 2, Тюменьпроектом и т. д.
Часть результатов была получена автором на основе испытаний образцов грунта ненарушенной структуры, отобранных непосредственно с площадок строительства и испытанных в лаборатории Фундаментпроекта, Верхне-Волжского ТИСИЗа и Нижневартовского сектора НИИ оснований и подземных сооружений. В основном исследовались грунты площадок двух крупных районов интенсивного жилищного, сельского и промышленного строительства: Нечерноземная зона РСФСР и нефтепромысловые районы Тюменской и Томской областей.
Плотность заторфованного грунта существенным образом связана со степенью его заторфованности. Наличие растительных (торфяных) включений, обладающих невысокой плотностью в ‘пределах 1,3—1,6 г/см3, приводит к снижению плотности грунта по мере возрастания степени его заторфованности. Так, в частности, увеличение степени заторфованности глинистых грунтов Среднего Приобья € 0,05 до 0,3 изменило их плотность с 2,63 до 2,24 г/см3. Исследования глинистых грунтов Ярославского Поволжья показали, что в интервале степени заторфованности q от 0,05 до 0,6 плотность грунта снизилась с 2,65 до 1,91 г/см*
В обобщенном виде для заторфованных грунтов всех изученных регионов изменение удельного веса ув плотности скелета рс и плотности грунта р в зависимости от степени его заторфованности выражено графически (рис. 3). Эти кривые асимптотически приближаются к
23
пределу, характеризующему соответствующие свойства торфа.
Аналогичный характер изменения таких же свойств
литориновых глинистых грунтов в зависимости от содержания в них органических остатков был выявлен исследованиями В. М. Фурсы [70].
С увеличением степени разложения органических включений возрастает дисперсность заторфованного грунта и, так же, как в торфах [12], увеличивается его плотность. Плотность заторфованных грунтов рекомендуется опре-
Рис. 3. Зависимость плотности скелета рс, удельного веса у* и плотности грунта р от степени заторфованности
делять пикнометрическим методом в керосине. Удаление пузырьков воздуха из грунта, помещенного в керосин, производится вакуумированием. Учитывая некоторую трудоемкость в массовом определении /дельного веса заторфованного грунта, В. П. Ушкаловым и Л. Т. Роман [67] был предложен расчетный метод его определения по значению степени заторфо-
ванности q, а именно: для заторфованного песка
ys = 2,66 —1,16 <7;
(7)
для заторфованных глинистых грунтов
= 2,7—1,2/7- (8)
Заторфованный грунт, обладающий большим разнообразием состава, форм и размеров минеральных и органических частиц, представляет собой среду, характеризующуюся наличием воды нескольких видов. Применительно к современной классификации ©оды в торфе М. П. Воларовича и Н. В. Чураева [13], разработанной на основе представлений П. А. Ребиндера, воду в затор-фованном грунте можно подразделить на связанную химически, физико-химически и механически. Химически связанная вода, выражаемая в точных количественных соотношениях, может быть ионной и молекулярной и удерживается наиболее прочно. Физико-химически связанная вода представляет собой адсорбционную воду
24
гидратации активных групп высокомолекулярных соединений. К 'механически связанной воде относится осмотическая вода, внутриагрегатная вода в замкнутых и тупиковых порах, а также в капиллярах. Осмотическая вода по свойствам мало отличается от свободной.
Степень заторфованности грунта и степень разложения органических включений определяют как влажность и влагоемкость грунта, так и количественное соотношение в нем перечисленных выше категорий воды. Развитие процесса разложения органических веществ ведет к диспергации грунта и изменению химического состава поровой воды и грунта и одновременно к увеличению (до определенного предела) количества связанной воды. Все эти сложно взаимосвязанные процессы водонасыщения непосредственно воздействуют на физические и механические свойства заторфованных грунтов.
В общем виде между влажностью грунта и степенью его заторфованности в интервале 0,5>q>0, 1 существует явная взаимосвязь, которая выражена автором следующей формулой:
W = (0,2 + 2,57) 100%- (9)
В заторфованных грунтах органические вещества способны удерживать лишь до трех-четырех весовых частей воды вместо 10—15, как это отмечалось Н. И. Вих-ляевым, Л. С. Амаряном и др. в верховых торфах.
Определение пределов пластичности заторфованного грунта имеет особенности, связанные со степенью его заторфованности. Наличие органических включений в песчаных грунтах в пределах 5—50 % приводит к возрастанию нижнего предела пластичности TFP с 18,6 до 72, а верхнего WL с 26 дц 72,8.
В исследованных автором образцах глинистых грунтов Московской обл. с увеличивающимся процентным содержанием растительных остатков с 10 до 27 % и степенью их разложения /?—.15% верхний предел пластичности WL увеличивался с 27 до 118%, а нижний Wp с 23 до 50%, причем увеличение степени разложения растительных остатков в грунте до 45% повлекло за собой снижение значений и Wp, составивших соответственно №ь=24~65% и Ц7Р== 174-57%.
Совершенно очевидно, что рост пределов пластичности заторфованных грунтов по мере увеличения степени их заторфованности был обусловлен гидрофильными свой-
25
ствами органических включений. Волокна неразложив-шихся или частично разложившихся растительных остатков абсорбируют часть добавляемой влаги, в результате чего увеличивается общая влажность грунта. Вследствие этого заторфованные грунты характеризуются более высокими пределами пластичности. А. Ара [77] в связи с этим рекомендует считать эти пределы пластичности для грунтов с возрастающей степенью заторфованности только как «кажущиеся». Исследуя пределы пластичности большой совокупности образцов искусственно приготовленных заторфованных грунтов, он пришел к выводу, что для грунтов, содержащих более 30% органических включений, определение пределов пластичности по общепринятой методике не дает точных результатов. В «Рекомендациях по учету органических веществ в глинистых грунтах при проектировании оснований» [51] для грунтов с ?>0,3 предлагается вместо Wp определять максимальную молекулярную влагоемкость WM. При этом водные свойства заторфованных грунтов рекомендуется определять с учетом способности органических коллоидов к старению во времени (коагуляции коллоидов при подсушивании) только по образцам природной влажности без предварительного подсушивания на воздухе. Ж. Перрэн [79] считает содержание органических веществ в заторфованных грунтах, равное 10%, границей применимости методики определения пределов Аттер-берга, т. е. IFp и WL- По его мнению, грунты со степенью заторфованности ^>0,3 нужно считать торфами.
Для оценки верхнего предела пластичности Wl глинистых континентальных отложений по степени заторфованности грунта в интервале 0,1<*7<0,6 автором предложено следующее выражение:
IFL = 200g + 40 при а = ±17%. (10)
Г. В. Сорокиной [51] для аллювиальных, морских и озерных глинистых гумусированных грунтов Балтийского бассейна были получены следующие зависимости:
WL = 27,9 + 8,4Сорг при с = ±21,4%; (11)
И7р = 24,7 +3,7 Сорг при а = ± 10,5%. (12)
где СОрг — количество гумуса в грунте, %.
Повышенная способность заторфованных грунтов к влагоудержанию, а также наличие нер аз ложившихся 29
растительных остатков и гумуса предопределяют вы* сокую (пористость грунтов. В исследованных автором образцах глинистых заторфованных грунтов Нечерноземной зоны РСФСР и Среднего Приобья коэффициенты пористости с возрастанием степени заторфованности q от 0,1 до 0,Ь соответственно повышались в среднем с 0,75 до 5, в редких случаях переходя предел е=5.
Наличие органических включений в песчаных и глинистых грунтах существенным образом меняет общеизвестное представление об их фильтрационных свойствах. По данным В. В. Охотина [46], исследовавшего влияние процесса «торфования» на физико-механические свойства песчаных грунтов, при степени заторфованности 0=0,02 скорость фильтрации песков снижается в 10 раз, а при 0=0,2 они практически водонепроницаемы. Кроме того, Ф. П. Винокуровым [12] отмечается, что при длительной фильтрации водопроницаемость заторфованного песка понижается вследствие явления кольматации его пор и набухания органических включений.
Дальнейшее повышение степени заторфованности песка до 0=0,6 приводило к улучшению фильтрационных свойств заторфованного песка даже по сравнению с торфом (см. ниже):
степень заторфоваиности 0 0,3 0,5 0,6 0,7 0,8 1
коэффициент фильтра-
ции к-10-6, см/с 2540 38,7 5,8 1,6 1,73 2,85 5,4
Фильтрационная способность песков при появлении в них частиц разложившихся органических веществ уменьшается вследствие того, что частицы песка в результате взаимодействия с органическими веществами покрываются коллоидными пленками гуминовых веществ, которые способствуют резкому увеличению сопротивления продвижению воды.
Наличие органического вещества в глинистых грунтах вызывает рост их коэффициентов фильтрации вследствие образования каналов в грунте более высокой проницаемости из органического материала. Анализ результатов исследований [77] по выявлению зависимости коэффициента фильтрации от степени заторфованности грунта показывает, что относительные рост и снижение коэффициента фильтрации имеют тенденцию приближения к горизонтальной асимптоте при степени заторфованности глинистого грунта 0=0,6 и при кри
27
тическом значении коэффициента фильтрации, равном 3 -10 • 10~7 см/с (рис. 4).
Исследуя явление изменения коэффициента фильтрации слабых глинистых грунтов различного происхождения во времени, М. Ю. Абелев [2] при испытании образцов заторфованного суглинка (</=£), 15) из района Новокузнецка при градиентах напора, меньших 10, выявил «снижение коэффициента фильтрации за 90 сут. в 7 раз. Это обстоятельство «может послужить поводом для значительного увеличения сроков фильтрационных испытаний грунта, что позволило бы избежать некоторых искажений при расчете консолидации грунтов основания.
Автором аналогичное явление наблюдалось при
фильтрационных исследованиях труппы образцов гли-
нистого грунта со
Рис. 4. Зависимость коэффициента фильтрации грунта от степени его заторфованности
1 — ил; 2 — суглинок; 3 —
степенью заторфованности q=> = 0,274-0,32 в течение 31 дня. Однако их водопроницаемость не падала во времени так резко, как в приведенных выше опытах. На 17-е сутки коэффициент фильтрации уменьшился в среднем в 1,7—2,4 раза. Затем он стабилизировался и без существенных изменений фиксировался еще в течение 14 сут, после чего опыт был прекращен.
В настоящее время представляется возможным дать однозначное объяснение указанному явлению, хотя в торфах, например, оно изучалось достаточно детально. Вероятно, причинами замедления скорости фильтрации воды
здесь могли быть набухание от-
дельных частиц в грунте и снижение его активной пористости, изменяемость структуры заторфованного грунта под воздействием гидродинамических сил потока, кольматация порового пространст-
ва, осмотические явления и т. п.
Характерной чертой заторфованных грунтов, зафиксированной действующими СНиП 11-15-74, является значительная изменчивость коэффициента их фильтрации при уплотнении под нагрузкой. В результате воз
28
действия внешнего давления уменьшается общая пористость заторфованного грунта, а следовательно, и водопроницаемость. Однако уменьшение коэффициента фильтрации с ростом давления происходит неравномерно. Наиболее резко (® 4—5 раз) падение коэффициента фильтрации, как это явствует из экспериментов с глинистыми грунтами различной степени заторфованности, происходит в интервале начальных давлений, в 2—2,5 раза превышающих природное давление (рис. 5).
Р, МПа
Рис. 5. Характер изменения коэффициента фильтрации грунта различной степени заторфованности от давления
Дальнейшее повышение давления мало сказывается на изменении водопроницаемости грунта.
Формула связи (коэффициента ф'ильт.рации k$, внешнего давления р и степени заторфованности q у автора имеет следующйй вад:
*ф = Ср-°-—+ А, (13)
Q
где А, В и С — коэффициенты, зависящие от внешнего давления р и степени заторфованности грунта q.
Вследствие того -что заторфованные грунты характеризуются некоторой газонасыщенностью, фильтрацию воды в опытах следует направлять сверху вниз при переменных градиентах напора.
Повышенная пористость «и водонасыщенность заторфованных грунтов, а также наличие органических включений в различных пропорциях и стадиях по степени разложения, особенности структурных связей и т. п.
29
накладывают -свой отпечаток на прочностные свойства грунтов. Рост количества органических веществ в песчаных грунтах приводит к постепенному снижению «их угла внутреннего трения, причем характерная зависимость угла внутреннего трения груйта <р, рад, от степени его заторфованности (рис. 6) представлена автором в следующем виде:
ф = 0,457 — 0,188 (14)
Выявленная зависимость c=f(q) имеет своеобразный характер. В интервале значений 0,05<^<0,17 удельное сцепление заторфованного песка с резко по-
вышается до значения 0,03 МПа, а затем снижается до значений 0,01—0,015 МПа и становится практически постоянным при q>0J7.
Естественно, что наличие разложившихся и неразло-жившихся растительных остатков придает песку некоторую связность и увеличивает сцепление, но до определенных величин степени заторфованности. При дальнейшем приросте q связность песчаного грунта увеличивается мало и, кроме того, наблюдается снижение
Рис. 7. Зависимость прочности глинистых грунтов от содержания органических веществ
/ — при 0<17<О,25; 2 — при 0,25 <Г <q<0,5; 3-при 0,5<g«>,75
Рис. 8. Зависимость водородного показателя от степени заторфованности грунта
30
угла внутреннего трения <р, в результате чего уменьшается несущая «способность основания.
Прочность глинистых заторфованных грунтов т, исследованная на образцах из Ярославского Поволжья с нагрузкой уплотнения о=0,1 МПа в одноплоскостных срезных приборах конструкции Гидропроекта по методике консолидированно-дренированного среза, возрастала по мере роста степени их заторфованности (рис. 7), особенно для грунтов тугопластичной консистенции.
В грунтах мягкопластичных уже при ^>0,15 рост прочности грунта прекратился, а в текучепластичных грунтах при 9>0,12 началось снижение прочности, как это было в песчаных заторфованных грунтах.
Такой характер поведения заторфованного грунта можно объяснить армирующим эффектом волокон не-рналожившихся растительных остатков.
Выявленный в результате исследований характер изменения угла внутреннего трения и удельного сцепления глинистых заторфованных грунтов свидетельствует об их существенных различиях с минеральными глинистыми грунтами. Наиболее явными из них являются следующие:
угол внутреннего трения у заторфованных грунтов с ростом консистенции увеличивается, а у минеральных глинистых грунтов падает;
удельное сцепление у заторфованных глинистых грунтов с увеличением коэффициентов пористости возрастает, а у минеральных глинистых грунтов снижается;
абсолютное значение удельного сцепления у заторфованных глинистых грунтов при идентичных коэффициентах пористости и консистенции в 2 раза выше, чем у минеральных глинистых грунтов.
Достаточно хорошо изученный химический состав торфов ![4] свидетельствует о том, что значение водородного показателя pH, характеризующего активность или концентрацию ионов водорода в растворах, для низинных торфов в среднем составляет 4—5,5, а для верховых торфов —3—4. Известно, что верховые торфы, обладающие меньшей степенью разложения органических веществ, являются более кислыми, чем низинные. У заторфованных грунтов с ростом степени заторфованности от 0,05 до 0,5 значение водородного показателя постепенно снижается в среднем от 8,5 до 5,1. Установленная нами
31
зависимость pH = f(i?) для совокупности грунтов всех исследуемых регионов показала (рис. 8),"что на значение водородного показателя главное влияние’’оказывают не инженерно-геологические особенности региона, а содержание в грунте органических включений. В интервале степени заторфованности 0,05—0,25 эта зависимость носит прямолинейный характер.
Хотя природа структурной связности заторфованных грунтов континентальных отложений еще изучена мало, можно считать, что их естественная прочность обусловлена проявлением молекулярных водно-коллоидных связей, имеющих тиксотропный характер, причем наличие в них цементационных связей практически не отмечается. Ведущая роль в образовании структурных связей в грунтах, несомненно, принадлежит органическим включениям.
Необходимость учета тиксотропных явлений в заторфованных грунтах для строительных целей чрезвычайно важна, причем если раньше больше внимания обращалось на тиксотропное разупрочнение, сопровождающееся лишь частичной потерей прочности, то теперь при проектировании оснований и фундаментов (особенно свайных) важно учитывать и тиксотропное упрочнение грунтов во времени, так как оно может быть существенным.
Высокая гидрофильность органических включений в заторфованных грунтах, вероятно, может вызвать в них явление набухания, что уже отмечалось нами при оценке фильтрации. Но пока кинетика этого явления и его количественная оценка в заторфованных грунтах мало изучена.
4. КЛАССИФИКАЦИЯ ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ
Одна из самых ранних классификаций заторфован-•ных грунтов принадлежит Б. Д. Васильеву ,[9], который предложил разделить эти грунты по содержанию органических (растительных) включений на четыре группы (табл. 1).
В СНиП П-Б.1-62 в зависимости от процентного содержания растительных остатков грунты имеют следующие наименования:
за
с примесью растительных остатков заторфованные торфы .3 (5)—10 10—60 >60 Таблица 1
Грунт Содержание органических включений, %
С примесью опранического вещества 3—10
Заторфоваиный 10^30
Заиленный торф 30—60
Торф >60
Совершенно очевидно, что разделение органо-минеральных грунтов на группы с таким широким диапазоном процентного содержания растительных остатков имеет ряд недостатков. Главным из них является то, что грунты с содержанием растительных остатков, например 11—12 и 54—55%, классифицируются одинаково. И если первые еще могут служить достаточно надежным основанием фундаментов некоторых зданий и сооружений, то на вторых без проведения специальных мероприятий небезопасно устраивать фундаменты зданий даже самого низкого класса.
В СНиП 11-15-74 в соответствии с предложением автора была введена новая классификация заторфованных грунтов, предусматривающая разбивку всей их совокупности на пять групп, причем для каждой из этих групп учитывались особенности их физико-механических свойств.
Чрезвычайно противоречивые мнения по поводу применяющегося в течение нескольких десятков лет метода прокаливания, а также химических методов определения органических веществ привели к необходимости характеризовать наличие растительных остатков в затор-фованном грунте степенью заторфованности q, оставляя за изыскателями право выбора наиболее оптимального способа ее определения. Степенью заторфованности грунта называется отношение массы растительных остатков в образце грунта, высушенном при температуре 100— 105° С, ко всей его массе. Она выражается в долях единицы, а не в процентах, что удобно при вычислениях. В зависимости от степени заторфованности грунты разделены на следующие группы (табл. 2).
33
Таблица 2
Гиг»»
Степень заторфованности грунта
С примесью растительных остатков Слабозаторфоваиные Среднезаторфованные Силыюзаторфованные
Торфы
0,05 (ОДО <«^0,1 0.1 025
O,25«PS(U
<7>О,6
В 1970 г. С. Завадским предложена более расширенная классификация аллювиальных органо-минеральных грунтов в зависимости от содержания органических включений (табл.З).
Таблица 3
Группа ГДУВТ Содержание органически веществ, % Плотность р, г/см* Удельный вес ys • Н/м* Пористость л Коэффициент пористости е
I Обычный минеральный Минеральный перегнойный 3 1,2 2 55 1,2
II 3—10 1,2—0,75 2,6—2,44 55—70 1,2—2,2
III Органо-минеральный 10—20 0,75— 0,55 2,44—2,3 70—77 2,2—3,2
IV Органический, сильно заиленный 20-50 0,55— 0,36 2,3—2 77—83 3,2-4,5
V Органический, слабо заиленный 50—75 0,36— 0,24 2—1,75 83—86 4,5—6,4
VI Органический без илистых запасов 75 0,24 1,75 86 6,4
Изучение физико-механических свойств органо-минеральных грунтов бассейна оз. Пончартрейн в южной части штата Луизиана (США), граничащего с аллювиальными отложениями р. Миссисипи, а также свойств искусственно подготовленных образцов заторфованного грунта позволили А. Ара >[77] отметить ряд качественных изменений в грунте, происходящих с увеличением содержания в нем органических веществ. Ему удалось установить, что грунты, содержащие по массе 20 % или менее органических веществ, следует относить к категории минеральных грунтов с органическими включениями, так как большинство их физических характеристик
34
определяется характеристиками минеральных веществ, входящих в грунт. В то же время грунты, имеющие по массе 20 % и более органических веществ, следует рассматривать как органические, так как большинство их физических характеристик определяется характеристиками органических веществ, входящих в грунт.
А. Ара отметил и ряд особенностей, проявляющихся в органо^минеральных! грунтах при содержании в них 30, 40 % и более органических включений.
В региональной лаборатории Лиона (Франция) Ж. Перрэном 1(79] с сотрудниками предложена новая 'Классификация органо-минеральных грунтов, учитывающая не только процент содержания органических включений в грунте, но и степень их разложения.
Авторы новой классификации обосновывают причины выбора границ содержания органических веществ в 3, 10 и 30 %. Так, в частности, граница в 3 % представляет наибольшую точность, с которой определяется содержание органического вещества. Кроме того, это содержание органического вещества уже может влиять на механические характеристики минерального грунта. Верхняя граница в 30 % и более соответствует грунтам, называемым торфами.
Подводя итог обзору существующих классификаций заторфованных грунтов, можно отметить значительную их эволюцию за последние три десятилетия от субъективного разделения на группы только по степени заторфованности до изучения физико-механических свойств заторфованных грунтов и выявления границ их качественных и количественных изменений в зависимости от процентного содержания органических включений с обязательным учетом их степени разложения и показателя консистенции. Наличие границ качественных и количественных изменений свойств заторфованных грунтов нашло отражение в новой классификации СНиП II-15-74.
ГЛАВА III
ОСОБЕННОСТИ ДЕФОРМАЦИЙ ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ
1. ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННЫХ СВОЙСТВ ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ В ЛАБОРАТОРНЫХ
И ПОЛЕВЫХ УСЛОВИЯХ
Нормальная эксплуатация здания или сооружения на заторфованном основании вследствие его повышенной деформативности может быть значительно затруднена из-за появления недопустимых перемещений (осадок, кренов, расстройств соединений их конструкций и т. д.) задолго до того, как наступит его первое предельное состояние по устойчивости. В связи с этим автор отдавал предпочтение изучению в первую очередь закономерностей деформирования заторфованных грунтов и оснований, сложенных ими. Это позволило выработать основные принципы рационального использования заторфованных грунтов в качестве оснований зданий и сооружений.
Для обеспечения расчета заторфованных оснований по второй группе предельных состояний — по деформациям— необходимо правильно оценить деформационные свойства слагающих его водонасыщенных заторфованных грунтов и погребенных торфов. Как и прочностные характеристики, сжимаемость заторфованных грунтов может определяться в лабораторных и полевых условиях. При расчете осадок зданий и сооружений в строительных нормах и правилах по проектированию оснований зданий и сооружений всегда отдавалось предпочтение характеристикам, полученным в результате полевых исследований, в частности штамповых испытаний.
Анализ полученных от изыскательских организаций материалов компрессионных испытаний грунтов с различным процентным содержанием органических включений, а также результаты проведенных автором исследований позволяют отметить ряд особенностей и закономерностей деформируемости, присущих только заторфованным грунтам.
Обнаруженная на первых ступенях загрузки образца грунта в одометре горизонтальная площадка, ограниченная величиной давления, при которой коэффициент пористости не изменяется и не разрушаются структурные
36
Связи в грунте, характеризует так называемую структурную прочность сжатия грунта рСтр. Примерно в 70 % случаев компрессионных испытаний образцов грунта было отмечено наличие структурной прочности сжатия, причем никакой четко выраженной связи со степенью заторфованности грунта это явление не имело. Вероятнее всего структурная прочность не обнаруживалась там, где методика испытаний предусматривала первоначальное нагружение грунта в одометре слишком большими ступенями давлений, превосходящими рСтр. Для грунтов в интервале степени заторфованности 0,1 <q< <0,45 структурная прочность обычно не превышает 0,03 МПа (табл. 4) и лишь изредка достигает значений Рстр = 0,045 МПа.
Исследования образцов речного, озерного или морского, в том числе органо-минерального ила из Риги, Каширы, Мурманска, Архангельска и т. д., проведенные М. Ю. Абелевым [2], показа- г ли, что их структурная прочность сжатия находится в интервале 0,01—0,04 МПа. Кроме того, им установлено, что в большинстве опытов при длительных испытаниях штампами площадью не менее 5000 см2 в полевых условиях структурная прочность сжатия грунтов либо равна структурной проч-
ности их сжатия при компрес- f— сионных испытаниях, либо несколько больше. При давлени- Рис. 9. Типичная компрес-ях, больших структурной проч- сионная кривая заторфован-» гj /г г ного грунта в логарифмиче-
ности сжатия, компрессионная ском МасШтабе кривая заторфованного грунта (рис. 9) имеет очертание, близкое к очертанию логарифмической кривой, и может изображаться в полулогарифмическом масштабе прямой
р
«1=е0 — ап In —— , Рстр
(15)
где е0 — начальный коэффициент пористости грунта i[73]; ап — коэффициент полной компрессии; Дстр— начальный параметр компрессионной кривой, соответствующей природной структурной прочности грунта.
37
Т а б л и ц а 4
Грунт (место отбора) Удельный вес Н/см> Объемная масса р, г/см* Природная влажность W. % Пределы пластичности Коэффнци-ент пористости е Степень Структурная проч-ность Рстр* МПа и
W’L влажности G заторфованности q
Суглинок (Ногинск) 2,6 1,84 31 42 51 0,85 0,96 0,1 0,015
Супесь (Сургут) 2,61 1,86 34 32 39 0,88 1 0,1 0,04
Суглинок (Нижневартовск) 2,57 1,75 43 44 56 1,1 1 0,12 0,025
Глина (Смоленск) Суглинок: 2,56 1,71 44 41 59 1,15 0,98 0,12 0,015
(Тула) 2,52 1,68 48 51 63 1,22 0,99 0,13 0,03
(Орехово-Зуево) 2,51 1,62 52 56 67 1,35 0,97 0,15 0,02
Глина (Вологда) 2,5 1,59 59 52 70 1,5 0,99 0,16 0,015
Суглинок (Тюмень) 2,49 1,5 68 50 63 1,78 1 0,18 0,03
Супесь (Рязань) Суглинок: 2,46 1,43 66 39 44 1,86 0,87 0,19 0,025
Новгород 2,44 1,41 70 48 62 1,94 0,89 0,2 0,015
Тобольск 2,45 1,37 71 56 69 2,02 0,85 0,21 0,03
Глина (Тюмень) 2,42 1,37 75 53 71 2,09 0,87 0,23 0,045 0,025
Супесь (Нижневартовск) Суглинок (Дмитров) 2,4 1,34 78 44 49 2,18 0,86 0,24
2,35 1,32 87 68 84 2,32 0,89 0,26 0,03
Глина (Калуга) Суглинок (Самотлор) 2,34 1,3 90 73 92 2,43 0,87 0,28 0,01
2,32 1,29 103 85 101 2,65 0,91 0,31 0,02
Глина (Брянск) Суглинок: 2,26 1,26 108 84 104 2,72 0,9 0,33 0,025
Шуя 2,24 1,22 1,21 112 95 107 2,9 0,87 0,36 0,015
Коломна 2,24 112 112 128 2,94 0,86 0,38 0,03
Глина (Ярославль) 2,2 1,19 128 120 141 3,2 0,9 0,41 0,01
Суглинок (Сокол) 2,19 1,16 128 114 130 3,3 0,85 0,42 0,015
Глина (Подольск) 2,16 1,15 145 124 144 3,6 0,87 0,44 0,02
Суглинок (Ярославль) 2,16 1,11 162 118 134 4,12 0,85 0,45 0,02
Исследованиями Г. В. Сорокиной J51] гумусированных грунтов и грунтов небольшой степени заторфованности установлено, что компрессионная зависимость для них изменяется по экспоненциальному закону типа
ei = eK + bexp (ар), (16)
где ек, Ь и а — параметры уравнения, зависящие <уг вида грунта, его плотности и количества органических веществ.
Проведенный автором анализ свидетельствует о том, что коэффициент пористости заторфованного грунта удобнее находить через степень его заторфованности. Поэтому уравнение компрессионной кривой для заторфованного грунта предлагается нами записывать в следующем виде:
+ C, + D' <|7)
гда Л, В, С и D — параметры, зависящие от свойств грунтов.
Определив эти параметры на основе обработки результатов компрессионных испытаний конкретной совокупности образцов заторфованных грунтов, с помощью полученного уравнения можно вычислить осадку заторфованного основания при его загружении.
Обладая большой сжимаемостью, заторфованные грунты характеризуются существенной изменчивостью деформационных характеристик под воздействием нагрузки. Поэтому их деформационные характеристики должны устанавливаться в зависимости от различных давлений, передаваемых на образцы грунтов при одноосном их сжатии, в частности в условиях отсутствия бокового расширения. В расчеты осадок целесообразно вводить ту величину сжимаемости, которая была определена в интервале фактически действующих на основание сооружений нагрузок.
Наибольшее влияние на деформационные свойства заторфованных грунтов оказывает относительное содержание в них органических включений, связанных вследствие своей неуплотненности и гидрофильности с коэффициентом пористости, естественной влажностью и консистенцией.
Значения модулей деформации Е глинистых грунтов с примесью растительных остатков (0,05<q <0,1) и степенью разложения 7?р<30 % в сравнительно небольшом диапазоне коэффициентов пористости (е=0,65-^0,85) могут иметь разброс от 1,5 до 18 МПа.
39
Дальнейшее увеличение степени заторфованности грунта в интервале 0,1 <<7^0,25 приводит к последовательному снижению модуля деформации заторфованного грунта. Особенно наглядно это видно из обобщенной автором для всех регионов зависимости модуля деформации глинистого грунта от степени его заторфованности (рис. 10). Наиболее существенное снижение модуля деформации происходит после превышения степенью заторфованности величины q = 0,15. Практически после этой условной границы значение модуля деформации редко превышает Е = 6 МПа.
Исследование влияния относительного содержания органических включений в литориновых глинистых грунтах на их сжимаемость позволили В. М. Фурсе [70] установить, что при увеличении степени заторфованности с <7=0,08 до г/=0,18 его сжимаемость повысилась в 17 раз, а при <7=0,43 сжимаемость увеличилась в 28 раз.
Зависимость модуля деформации заторфованного грунта от коэффициента пористости грунта е и степени его заторфованности показана на рис. 11. Эта функциональная зависимость £=f(e) может быть представлена экспоненциальным выражением для совокупности степеней заторфованности </=0,15 и 0,2
Е — а exp (be), (18)
для <7 = 0,15! а=489 и b=—2,03;
» <7=0,2 а=315 и Ь——1,64.
Для совокупности степеней заторфованности грунта </=0,3 эта зависимость имеет степенной характер:
Е = аеь9 (19)
где а=58, b=—1,83.
Ранее уже отмечалось влияние степени разложения растительных остатков в заторфованных грунтах на их физико-механические свойства. В СНиП П-15-74 и СН 475-75 в связи с этим предусмотрено разделение заторфованных грунтов по степени разложения /?р их растительных остатков «а две категории: I — при Л?р^30%, II — при J?P>30%.
Анализ группы образцов заторфованных песчаных и глинистых грунтов с консистенцией /е>0,5, для которых наряду с компрессионными испытаниями были проведены определения степени разложения органических веществ, позволил установить, как влияет дисперсность органических веществ на формирование осадки грунта и на величину модуля его деформации (рис. 12). Как
40
Рис. 11.. Зависимость модуля деформации заторфованного грунта (^=0,1'54-0,3) от коэффициента пористости
41
ЬиДно йз точечных графиков зависимости модуля дё-1 формации от степени заторфованности, увеличение степени разложения растительных остатков 7?р с 15 до 45% привело к повышению модуля деформации грунта примерно в 1,7 раза. А. М. Силкин i[60], исследуя деформи-
Рис. 12. Влияние степени разложения растительных остатков в грунте на модуль деформации
а — песок; б — глинистые грунты; / — при /?р=15%; 2 —при /?р=4Ю%
руемость торфов различной степени разложения 7?р в условиях сжатия как без возможности бокового расширения, так и с допущением бокового расширения, установил, что в интервале /?р от 20 до 50% при 0,05МПа модуль деформации увеличивается в 2,5—3 раза.
В отечественной литературе уже давно установилось мнение о том, что модули деформации грунтов, определенные штамповыми испытаниями, всегда достовернее, чем модули, полученные в результате компрессионных испытаний. Исследования в этом направлении И. А. Агишева ‘[3], В. Б. Швеца [75], О. И. Игнатовой, В. В. Михеева [27] и др. в дальнейшем были подтверждены многолетней практикой проектирования и наблюдения за осадками зданий и сооружений. Вместе с тем многими исследователями, в частности С. Н. Сотниковым, А. Вило и М. Метсом, В. Яанисо, указывалось на то, что расчетные осадки зданий, возведенных на слабых водонасыщенных глинистых грунтах с использованием компрессионного значения модуля деформации без поправочных коэффициентов, хорошо согласуются с измеренными в течение длительного времени осадками. Следовательно» для грунтов этой разновидности и состояния значения модуля деформации грунта, полученного штамповыми испытаниями, должны быть завышены вследствие неза-
42
вершенности процесса консолидации грунта в основании штампа. В. Яанисо, например, считает, что штамповые опыты применимы для определения сжимаемости слабых водонасыщенных супесей и суглинков при Лф> 10~7 см/с. Для менее проницаемых грунтов он рекомендует прове-
рять результаты штампового опыта путем экстраполяции кривой S =./(/) на основе формулы, базирующейся на решении Ю. К. Зарецким задачи об осадке во времени круглого штампа на полупространстве.
К сожалению, мы располагаем небольшой совокупностью парных паспортов испытаний (полевых и компрессионных) заторфованных грунтов пластичной консистенции (42 пары), поэтому полученные выводы следует рассматривать как предварительные. При полевых испытаниях грунтов использовались штампы площадью 600 см2 (в скважине), 5000 и 10 000см2 (в шурфах). Зависимость соотношений модулей деформации, полученных по штамповым и компрессионным испытаниям, от степени затор-
фованности показана на i Увеличение степени заторфованности грунта в исследуемом нами диапазоне 0,05<^<0,48 ведет к возрастанию различий в значениях модуля деформации до 3,7 раз. Материалы испытаний погребенных торфов свидетельствует о том, что там различие в значениях модуля деформации может достигать 5 —10 раз.
Одной из главных при-
графике (рис. 13).
Рис. 13. Точечный график зависимости соотношений штампового и компрессионного модулей деформации от степени заторфованности грунта
чин такого различия является, по мнению автора, недостаточность выдержки штампа под нагрузкой, в связи с чем осадка заторфованного грунта практически на каждой ступени не стабилизируется, что ведет в последующем к ложному представлению о невысокой сжимаемо-
сти исследуемого грунта и к завышенному значению его модуля деформации.
В качестве примера, подтверждающего наше предположение, можно привести результаты длительных (12 сут) испытаний заторфованных грунтов с <7=0,314-0,35 штампами площадью 5000 см2 и компрессионных испыта
43
ний. Соотношение полученных таким образом модулей деформации приближается к единице (на рис. 13 эти результаты нанесены крестиками).
Однако было бы неправильным на основе изложенного исключить штамповые испытания как средство для получения информации о деформационных свойствах заторфованных грунтов. В пользу штамповых испытаний по-прежнему свидетельствует то обстоятельство, что они характеризуют работу массива грунта, обычно неоднородного, подчас с хаотическим расположением гнезд заторфованности, что не может быть объективно оценено на основе небольшой совокупности испытаний весьма малых по объему образцов грунта в одометре. Вероятнее всего, дальнейшие исследования в этом вопросе должны быть направлены на разработку систем поправочных коэффициентов к результатам ускоренных штамповых испытаний, которые бы в конечном итоге обеспечивали получение величины расчетной осадки, близкой к фактически замеренной на реальных сооружениях.
х деформации заторфованных грунтов во времени. КОЭФФИЦИЕНТ КОНСОЛИДАЦИИ
Закономерности стабилизации осадок заторфованных грунтов, выявляемые в процессе компрессионных испытаний, выражаются в виде графиков S=f(t) и служат в последующем для вычисления параметров, характеризующих скорость консолидации. В качестве примера уплотнения заторфованного грунта во времени под воздействием уплотняющих давлений рассмотрим типичные кривые S=f(t) образцов водонасыщенного глинистого грунта (г. Нарофоминск) с <7=0,2, испытанных в одометре (рис. 14). Из графика видно, что максимальная
Рис. 1.4. Типичный график деформаций водонасыщенного заторфованного грунта во времени
44
часть всей осадки (70—75%) происходит в начальный период загружения образца, который составляет 7— 10% основного периода консолидации для данной ступени загрузки. На каждом этапе загружения дальнейшее нарастание осадок в начальный период происходит с уменьшающейся интенсивностью и, следовательно, с возрастающей длительностью. Аналогично распределяется осадка во времени и для грунтов с другой степенью заторфованности.
В соответствии с фильтрационной теорией консолидации Терцаги — Герсеванова внешнее давление в первый момент приложения нагрузки к водонасыщенному грунту (грунтовой массе) передается на поровую воду. Если исследуемый грунт обладает структурными связями и характеризуется наличием пузырьков воздуха и пара, то поровая вода воспримет лишь часть внешнего давления. Остальная часть давления будет затрачена на сжатие газосодержащих пор и конденсацию пара и будет тем больше, чем большей структурностью обладает грунт или чем более он предварительно уплотнен. Эту особенность в расчете уплотнения грунта во времени учитывают, вводя так называемое начальное поровое давление )[2]. М. Н. Гольдштейн [15] называет эту первую стадию консолидации начальной или упругой стадией. За ней следует вторая стадия, которая сопровождается фильтрационным выдавливанием воды из пор грунта. По мере удаления воды нагрузку постепенно будет воспринимать скелет грунта. Процесс фильтрационной консолидации завершится, когда вся нагрузка вое-примется скелетом, а давление в поровой воде упадет до нуля.
В соответствии с классической теорией консолидации фильтрационная стадия затем переходит в стадию, где деформации грунта обусловливаются ползучестью скелета и тонких водно-коллоидных оболочек минеральных частиц. Иногда эту стадию именуют вторичной или пластической консолидацией.
Исследованиями М. Н. Гольдштейна [14] и других доказано, что обе стадии консолидации в водонасыщенных грунтах происходят одновременно. Только в зависимости от вида и состояния грунта, а также времени действия нагрузки доли фильтрационной и вторичной консолидации могут быть разными.
Позже Н. Н. Веригин [11] усовершенствовал теорию фильтрационной консолидации, полагая, что внешнее
45
давление одновременно передается на поровую воду и скелет и перераспределяется между ними в соответствии с их сжимаемостью, причем давление в воде на внешних границах распределяется не мгновенно,, а постепенно по мере сжатия твердой и жидкой фаз. Давление в поровой воде по этой схеме вначале быстро возрастает до некоторого максимального давления, меньшего, чем внешнее давление, а затем падает до нуля. Экспериментальные исследования В. М. Павилонского подтвердили эту особенность изменения избыточного давления в воде [47].
Проведенные М. Ю. Абелевым [2] исследования изменения давления в поровой воде в процессе консолидации сильносжимаемых глинистых грунтов, обладающих структурной прочностью сжатия (лесс из района Грозного и органо-минеральный ил из Риги), позволили установит ряд важных обстоятельств. Опыты показали, что до тех пор, пока вертикальное внешнее давление р меньше структурной прочности сжатия рСтр, давление в поровой воде и = 0. После нарушения структуры грунта в поровой воде возникает определенное давление, которое в начальный момент уплотнения (/=0) будет
« = р —рстр. (2°)
По мнению М. Ю. Абелева, при высокой структурной прочности сжатия и небольших внешних нагрузках необходимо учитывать рСтР при расчетах консолидации грунтов основания.
С целью изучения характера и доли стадии фильтрационной консолидации в общей осадке грунтов с «различной степенью заторфованности (при q, равном 0,1; 0,2; 0,3 и 0,4) были проведены измерения давления в поровой воде '[77]. Отсчеты с поропьезометров и мессур, фиксирующих уплотнение заторфованного грунта, снимались одновременно. Характер нарастания и рассеивания во времени порового давления в грунтах в зависимости от процентного содержания органических включений показан на рис. 15. Нарастание и рассеивание давления в поровой воде было менее интенсивным у грунтов с 10 %-ным содержанием органических включений. С повышением степени заторфованности грунта эти процессы происходили в течение несравненно меньшего времени. Невысокие величины структурной прочности сжатия в заторфованных грунтах заметного влияния на величину давления в поровой воде не оказали.
Совмещенные графики давления в поровой воде и
46
сопутствующего ему сжатия показали, что при внешних давлениях менее 0,2 МПа время, необходимое для 100%-ной консолидации, совпадало со временем, необходимым для 100%-ного рассеивания порового давле-
Рис. .15. Характер изменения давления в поровой во де заторфованных грунтов во времени
ния (рис. 16). Это дает полное право распространить решения, основанные на фильтрационной теории консолидации, на грунты со степенью заторфованности ?=0,2.
Основным показателем, характеризующим скорость консолидации, является коэффициент консолидации Cv. Знание его необходимо как при расчете осадки основа-
Рис. 16. Совмещенный график давления в поровой воде заторфованного грунта (q=Q£) и его сжатия во времени /—лабораторная консолидация; 2 — давление в поровой воде
ния во времени, так и при оценке нестабилизированного состояния медленно уплотняющихся водонасыщениых глинистых и заторфованных грунтов в соответствии со СНиП 11-15-74.
Известно, что значение коэффициента консолидации в лабораторных условиях может быть определено на ос
47
нове компрессионных и фильтрационных испытаний несколькими путями.
1. Коэффициент консолидации CVt см2/год, может быть определен расчетным путем через коэффициент фильтрации Лф и коэффициент сжимаемости а:
Cv = а (1 4-в1) Yw • <2,)
где ei — коэффициент пористости; yw — плотность воды.
Однако в связи с тем, что при изменении плотности в процессе консолидации заторфованных грунтов существенно меняются коэффициенты сжимаемости и фильтрации, то определяемые по формуле значения Cv не могут быть достоверны.
2. Б. И. Далматов и До Банг [21] рекомендуют определять коэффициент консолидации с учетом давления в поровой воде по формуле
где Р — коэффициент давления в поровой воде, определяемый вместе с коэффициентом Лф из уравнения нарастания осадки в период фильтрационной консолидации; аф — коэффициент относительной сжимаемости вследствие фильтрационной консолидации.
3. Приемлемые результаты определения Cv могут быть получены путем соответствующей обработки кривой консолидации компрессионного испытания грун-
та. Метод Нейлора — Строганова [66] предусматривает представление кривой консолидации в виде ряда точек в координатах
-In (I —
где St — осадка образца в данное время / после приложения нагрузки; S,*—конечная, стабилизировавшаяся осадка при постоянной нагрузке. )
Указанный ряд точек в пределах практически линейной зависимости, соответствующей участку фильтрационной консолидации, обрабатывается способом наименьших квадратов, в результате чего получается тангенс угла наклона прямой х© по формуле
-nZMn (!-$,/$„)+2/Sin (1-S,/SW) n2t2~ (2/)’ ’
где n — число экспериментальных точек.
48
(24)
НормативнОе значение коэффициента консолидации Cv, см2/год, определяется по формуле
г _ v~ 2,545 ’
где h — половина высоты образца грунта при двусторонней фильтрации и полная его высота при односторонней фильтрации.
4. На основе логарифмического метода А. Казагран-де, кривая осадки во времени компрессионного испытания строится в системе координат S—Igt
5. Значение коэффициента консолидации грунта по степени его консолидации! Q—50 % определяется по формуле
(25)
Рис. 17. Определение коэффициента консолидации по методу Тейлора
Л2 Cv = 0,197 — *60
Такую же обработку кратковременных испытаний можно вести и по выражению Ф. Коура
Л2
Cv = 0,405 — (26)
Go
В формулах (25) и (26) Go и ifro — время, соответствующее 50 и 70%-ной степени консолидации; 0,197 и 0,405 — числовые коэффициенты Тейлора для 50- и 70% -ной фильтрационной консолидации.
Значения Сг, полученные по формулам (25) и (26), практически идентичны.
6. При определении Cv по методу квадратного корня Д. Тейлора [63] результаты компрессионных испытаний образца на консолидацию при проектном давлении представляются кривой в системе координат 5—f/. На графике проводят прямую, совпадающую с начальным прямолинейным участком кривой консолидации (рис. 17). Пересечение этой прямой с осью ординат дает точку А, которая условно называется точкой начала фильтрационной консолидации. Из точки А проводят вторую «прямую Ь, абсциссы которой составляют 1,15 абсцисс первой прямой. Точка пе-
49
ресечения Второй прямой с экспериментальной кривой (точка В) дает время /90» составляющее 90% первичной консолидации.
Коэффициент консолидации CVf см2/с, определяется по формуле
„ 0,848М
(27)
где 0,848 — числовой коэффициент Тейлора для 90%-ной фильтрационной консолидации; — время, соответствующее 90%-ной фильтрационной консолидации, мин.
Для полностью водонасыщенных нелинейно-сжимае-мых грунтов Ю. К. Зарецкий [25] рекомендует определять коэффициент консолидации по результатам компрессионных испытаний по формуле
Cv = Ф exp Г— а (п — 1) pl , (28)
где Ср0, — начальный коэффициент консолидации» определяемый по формуле
Г(О) = и-г * *
v Yw (е<0) — *(к)) а
(29)
(здесь £(0>—начальный коэффициент фильтрации, соответствующий начальной пористости е(0>; е(к> — конечный коэффициент 'Пористости, отвечающий предельно плотному состоянию грунта); а — параметр компрессионной кривой, МПа; п — безразмерный параметр, равный для илов и торфов; л=1—9; р — внешняя нагрузка, МПа.
Коэффициент консолидации может быть определен и по результатам штамповых испытаний грунта в полевых условиях для 50%-ной фильтрационной консолидации на основе формулы Ю. К. Зарецкого:
Cv = 0,l —(33) л /Бо
где F — площадь штампа.
В настоящее время методика определения коэффициента консолидации никакими нормативными документами не регламентирована, а среди изыскателей н проектировщиков единого мнения о преимуществах той или иной методики не сложилось.
Опыт использования перечисленных выше методов для оценки консолидационных свойств слабых глинистых грунтов свидетельствует о большом расхождении в зна
50
чениях вычисленных по ним коэффициентов консолидации. Проведенный в НИИ оснований и подземных сооружений Л. В. Остроумовой [45] анализ этих методов применительно к торфам подмосковных районов выявил существенное преимущество метода Тейлора. Значения коэффициента консолидации здесь практически не отличались от его значений, вычисленных на основе полевых штамповых испытаний по методу Ю. К. Зарецкого.
Автором аналогичный анализ большой группы образцов водонасыщенных заторфованных грунтов проводился в одометре (62 образца). Исследовались образцы заторфованных песчаных и глинистых грунтов со степенью заторфованности q от 0,05 до 0,36. Коэффициенты пористости грунтов находились в интервале 0,93—2,9, а степень водонасыщения была равна 0,9—0,95. Одновременно велись исследования шести образцов водонасыщенного торфа (<7=0,65—0,68, степень разложения 7?Р=4О%). Сравнение результатов определений коэффициента Cv по формуле (18) и по методу Тейлора дало разброс на величину от одного до двух порядков.
По методу А. Казагранде удалось обработать лишь пять графиков из 62, так как на остальных не представилось возможным разграничить консолидационную кривую на два участка, обусловленных фильтрационной консолидацией и вторичной консолидацией — ползучестью скелета.
Для различных образцов заторфованных грунтов коэффициент консолидации Cv составил (0,65—3) 105 см2/ /год по методу Тейлора и (0,2—0,96)104 см2/год по методу Нейлора — Строганова.
Обобщение и анализ рассматриваемой группы образцов с целью выявления рациональной методики определения коэффициента консолидации позволяют сделать следующий вывод. Результаты компрессионных и консолидационных испытаний заторфованных грунтов и торфов для определения коэффициента Cv следует обрабатывать по одному из этих методов — Нейлора — Строганова или Тейлора. При этом преимущество следует, вероятно, отдать методу Тейлора, который получил более широкое распространение^
Использование только одного метода расшифровки графика сосадка — время» даже при его известной условности и несовершенстве позволило бы в последующем, по мере накопления материала, вводить соответствующие поправочные коэффициенты непосредственно в
51
формулу для расчета осадки во времени или корректировать коэффициент Cv с тем, чтобы расчетная осадка во времени была близка к фактической.
Зависимость коэффициента фильтрации от внешнего давления наблюдается и при определении коэффициента консолидации заторфованных грунтов. Поэтому рекомендуемые в отчетах об инженерно-геологических исследованиях грунтов строительной площадки значения коэффициента консолидации должны быть вычислены при давлениях, близких к проектным.
На примере исследования погребенных торфов Ярославского Поволжья [6], обладающих различной степенью разложения, хорошо видно, как резко меняются значения коэффициента консолидации уже при небольшом уплотняющем давлении (табл. 5). Коэффициент Cv определялся по методу Тейлора.
Таблица 5
Внешнее давление» МПа Коэффициент консол'идации Су см’/год, погребенных торфов
слабо разложившихся среднеразложив-шихся сильноразложив-шнхся
0,05 0^2-105 0,27-10’ 0,75-ГО3
0,1 6,3-10’ 8,3-103 0,74-103
0,15 2,4-103 — 0,24-103
0,2 1,48. Ю3 0.7-1 С3 -
0,25 — CJ6-103 0.22-1 С3
Из табл. 5 следует, что строгой закономерности изменения значений коэффициента Cv в зависимости от изменения давления у погребенных торфов установить не представляется возможным, тем более что на первых этапах загружения коэффициент Cv или существенно растет, или остается неизменным, а затем начинает снижаться. У сильноразложившихся погребенных торфов уплотняющие давления в незначительной степени влияли на значения коэффициента Cv.
3. ПРОЦЕСС РАЗЛОЖЕНИЯ ОРГАНИЧЕСКИХ ВЕЩЕСТВ
ВО ВРЕМЕНИ И ЕГО ВЛИЯНИЕ НА САМОУПЛОТНЕНИЕ ГРУНТОВ
Важнейшими органическими соединениями, входящими в состав растительных включений заторфованного грунта или торфа, являются углеводы, где в подгруппе полисахаридов преобладают клетчатка и гемицеллюлозы, 52
лигнин, азотистые вещества (белки, хлорофилл и алко-лоиды), жиры, смолы и т. д. Из неорганических соединений растительные включения содержат зольные вещества (иногда до 10—12%), остающиеся после их сжигания.
Органические вещества в заторфованных грунтах подвергаются различным процессам, направленным главным образом на их минерализацию, сопровождающуюся в итоге образованием углекислоты и воды.
Однако минерализация завершается не сразу, и поэтому часть органических веществ претерпевает процесс гумификации с переходом в относительно устойчивые гумусированные вещества. Работами И. В. Тюрина, М. М. Кононовой, Л. Н. Александровой, В. В. Пономаревой и др. установлено, что процессы превращения органических веществ совершаются под влиянием химических (биохимических, физико-химических и пр.) и микробиологических процессов. Оба этих процесса протекают одновременно, взаимно влияя друг на друга. Установлено, что деятельность микроорганизмов является одним из наиболее важных факторов, влияющих на процесс разложения и превращения органических веществ в заторфованных грунтах.
Простое разложение, гумификация и минерализация растительных остатков в заторфованных грунтах приводят к самоуплотнению грунта вследствие более плотной укладки разлагающихся растительных тканей и замещения объема органических веществ, выделившихся из грунта в виде газа в процессе минерализации.
Известно, что по своему отношению к кислороду бактерии как группа микроорганизмов разделяются на две категории: аэробные, требующие для своего существования свободного кислорода, и анаэробные, не требующие свободного кислорода. Кроме того, П. М. Петровым и П. А. Костычевым установлено, что для активной жизнедеятельности большинства бактерий требуется оптимальная температура, лежащая между 32—36°С, и оптимальная влажность, составляющая 0,6—0,8 №п, где — полная влагоемкость. Опыты показывают, что с понижением температуры деятельность бактерий снижается, но не прекращается полностью. П. М. Петров установил продолжение процесса разложения даже при температурах от —2 до —5°С.
О количественном соотношении между гумифицировавшимся и минерализовавшимся органическим вещест
ва
вом в органо-минеральной массе можно судить по долговременным экспериментам М. Ф. Люжина. Опытами было установлено, что в песке анаэробиозис резко снижает интенсивность гумификации, в то время как в суглинке эта интенсивность снижается значительно меньше. Процесс минерализации органических веществ более активно проходит в песке и менее активно в суглинках. Исследование скорости минерализации органических веществ в грунте показало, что она особенно высока в течение первых трех — шести месяцев, причем в этот период скорость минерализации в аэробных условиях как в песчаных, так и в глинистых грунтах была выше, чем в анаэробных условиях, на 10—20%. За 2 года в заторфованных глинистых и песчаных грунтах при аэробных условиях минерализировалось соответственно 56 и 70% органических веществ, а в анаэробных — 46 и 65%.
Образовавшиеся в процессе гумификации органические соединения, особенно органические кислоты, угнетающе действуют на микроорганизмы, подавляя их деятельность и сильно замедляя дальнейшее разложение органической массы. Минерализация остальной части органических веществ может продолжаться в течение десятков и сотен лет, что существенно превышает срок службы практически всех жилых, общественных и промышленных сооружений, и поэтому может не учитываться при прогнозе осадки заторфованных оснований, вызванной разложением органических веществ.
Так как органические вещества занимают определенную часть объема заторфованного грунта, то их минерализация и гумификация в идеальном случае должна приводить к некоторому увеличению его пористости, если не принимать во внимание последовательно идущий процесс самоуплотнения грунта.
Объем пор Vopr, занимаемый органическим веществом и обусловливающий будущую осадку самоуплотнения, определяем по следующему выражению:
У©рГ = УО-УмнН-Упор » (31 )
где Vo — полный объем заторфованного грунта; Умвн— объем минеральной части грунта; Упор — объем пор в грунте.
Тогда
Рек [(Ys.M — Ys) +Ys<7] Уорг —
(32)
Ys,M Ys где рсн — плотность скелета заторфованного грунта, г/см3; у*—
удельный вес заторфованного грунта, Н/м3; ув,м— удельный вес минеральной части заторфованного грунта, Н/м3; q— степень заторфованности грунта.
Все величины, входящие в это выражение, могут1, быть с достаточной точностью определены лабораторным путем.
Если принять, что полная минерализация органического вещества является причиной появления добавочной пористости Ап, то при идеально полной минерализации заторфованного грунта без эффекта самоуплотнения конечное значение коэффициента пористости будет равно:
п + &п /QQ\
е! = А (33)
100 — п — Д п
Выражения (32) и (33) могут быть в дальнейшем с поправочными коэффициентами использованы для вывода формулы, прогнозирующей конечную дополнительную осадку от минерализации и гумификации органических веществ. Выявленное экспериментально изменение скорости минерализации органических веществ во времени позволяет прогнозировать прирост этой осадки в различные периоды времени.
ГЛАВА IV
ЗАКОНОМЕРНОСТИ
НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ
1. ОСОБЕННОСТИ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ И ДЕФОРМАЦИЙ В ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ
Напряженно-деформированное состояние однородных оснований к настоящему времени изучено достаточно широко как в теоретическом, так и в экспериментальном отношении на моделях и в натуре. Это, естественно, положительно отразилось и на уровне разработки методов расчета такого рода оснований по предельным состояниям. Менее исследованными оказались неоднородные основания. Так, в частности, применительно к заторфованным основаниям III—IV типов их поведение под нагрузкой требует дополнительного изучения.
55
Экспериментальным исследованиям многослойных оснований посвящены работы X. Р. Хакимова [71], П. М. Болштянского, А. П. Почаевца, А. И. Работникова и Б. И. Кованева [49], Н. Я. Рудницкого :[54], Т. Н. Горовой [17], П. А. Дрозда [23], В. П. Сель-ченка [57], Е. Дембицкого и В. Одробинского, Е. Мадея, Ж. Митро и Ж. Месара, Д.) Митчела, А. Ранке [78], Д. Берленда, Д. Силлза и Р. Гибсона и др. Почти все перечисленные экспериментаторы вели исследования напряженно-деформированного состояния двухслойного основания, где верхний слой представлялся песком или гравием, а нижний, более слабый, — глинистым грунтом. И только в опытах П. А. Дрозда, В. П. Ссльченка и Т. Н. Горовой изучалась работа двухслойной системы песок — торф, причем П. А. Дрозд и В. П. Сельченок использовали в исследованиях маленькие штампы диаметром от 5 до 30 см.
С целью выявления особенностей напряженно-деформированного состояния заторфованного основания в условиях, приближенных к реальным, где в качестве слабого подстилающего слоя используется торф или затор-фованный грунт, автором совместно с Л. Ф. Сальниковым [33] был проведен широкий комплекс экспериментальных исследований в лабораторных и полевых условиях.
В полевых условиях исследования в пойме р. Днепра (район Оболонь, г. Киев), в г. Нижневартовске и у оз. Самотлор (Тюменская обл.) проводились на двухслойном заторфованном основании (мелкий песок — торф) с использованием круглых жестких штампов площадью 1000—10 000 см2.
В лабораторных условиях исследования велись в НИИ оснований и подземных сооружений в металлическом лотке размером 210X210X170 см на двухслойном заторфованном основании (верхний слой — песок средней крупности, подстилающий слой — заторфованный грунт со степенью заторфованности #=0,37) с помощью жесткого круглого штампа площадью 1000 см2 (J=34,7 см).
В лабораторных условиях искусственное слоистое основание создавалось по следующей методике: заторфованный грунт в водонасыщенном состоянии уплотнялся нагрузкой, соответствующей весу верхнего песчаного слоя, до полной стабилизации; на поверхность грунта отсыпался слой песка, который уплотнялся гидродинамическим способом.
56
Под действием гидродинамического давления частицы песка взвешивались, а затем под действием силы тяжести осаждались. После подготовки основания производилось водопонижение. При создании консолидированного заторфованного основания по описанной методике исключалась возможность наложения деформаций от самоуплотнения грунта на осадки, вызванные воздействием нагрузки от штампа.
Физико-механические свойства грунтов заторфованного основания приведены в табл. 6.
Исследования в полевых условиях включали измерение перемещений грунта по глубине заторфованного основания как в пределах, ограниченных краями штампа, так и за его кромками, особенно на границе со слабым слоем. В лабораторных опытах измерялись не только послойные перемещения, но и вертикальные напряжения по глубине основания по оси штампа и у его краев. Все экспериментальные исследования состояли из серий опытов с образцами различной относительной толщины верхнего слоя \ — Hld (где d — диаметр штампа, Н — толщина верхнего слоя). При этом относительная толщина верхнего (более плотного) слоя X находилась в пределах 1—3.
Измерение перемещений слоев грунта контролировалось глубинными винтовыми марками при помощи про-гибомеров системы Аистова с точностью 0,01 мм.
Загрузка штампов производилась ступенями по 0,025 МПа. Для изучения влияния фактора времени на осадку штампов наблюдения за ними осуществлялись при постоянной нагрузке р=0,1 МПа на протяжении 1600 ч со снятием показаний через 2—3 ч по прогибо-мерам и далее через 1—2 мес. геодезическим способом. Было проведено 24 полевых опыта, где использовалось 300 глубинных марок. В исследованиях деформаций двухслойного основания (песок — заторфованный грунт) за условную принималась стабилизация 0,025 мм за 4 ч.
Напряжения измерялись мессдозами с гидравлическим преобразователем системы Центрального НИИ строительных конструкций им. В. А. Кучеренко и мембранными мессдозами системы Новочеркасского политехнического института.
Каждая серия опытов велась с двух- и трехкратной повторяемостью. Первая группа опытов в лабораторных условиях была проведена на однородном основании и
57
8S
Плотность p, г/см3
Плотность скелета грунта ps, г/см3
Естественная влажность W,°/o
Степень влажности G
Угол внутреннего трения ф, град
GO
О
to
Модуль деформации Е, МПа
СП
Таблица 6
выполняла роль контрольных. С их результатами сравнивались результаты исследований на неоднородном основании.
Исследование закономерностей изменения осадок штампа от нагрузки на двухслойном основании с различной относительной толщиной слоев Л показало, что с увеличением толщины к влияние сильносжимаемого слоя на осадку штампа постепенно снижается. Несущая способность такого основания возрастает и при толщине песчаного слоя, равной 2,5 d, приближается к несущей способности однородного песчаного основания (рис. 18).
При нагрузках, не превышающих примерно 0,8 Опр (где Опр — напряжение, соответствующее спаду контактных напряжений под краями штампа вследствие роста внешнего давления), для относительной толщины слоев Х=1—2,5 устойчиво фиксировалась эпюра контактных напряжений седлообразной формы. При дальнейшем повышении интенсивности давлений эпюра контактных
напряжений трансформировалась из седлообразной в прямоугольную или параболическую. В то же самое время эпюры напряжений на границе ссильносжимаемым слоем имели параболическую форму и не меняли ее в процессе увеличения нагрузок и относительной толщины слоев.
Зависимости осевых вертикальных напряжений <jz по
Рис. 18. Зависимость S=f(p) для штампа на двухслойном основании
глубине двухслойного осно-
вания от давления на штамп при относительных толщинах слоев X, равных 1; 2 и 2,5, приводятся на рис. 19. Они показывают, что с ростом толщины плотного слоя при прочих равных условиях наблюдается увеличение вертикальных напряжений oz. Это явление подобно закономерности, наблюдаемой в однородных песчаных основаниях при увеличении заглубления штампа, где развитию зон пластических деформаций препятствует при-грузочный слой. 1
Некоторое отличие в перераспределении напряжений (по оси и краю штампа) в двухслойном и однородном песчаном основаниях наблюдалось в фазе сдвигов. В двухслойном основании при Х=1<-2 в этот период в не-
59
8
a)
бг-мпа J=0J5
0,05 Р,т
Рис. 19. Графики зависимости вертикальных напряжений az по глубине двухслойного основания от внешней нагрузки
Рис. 20. Распределение относительных осевых напряжений по глубине двухслойного основания 1 — расчетные по модели лн-нейно-деформируемой среды;
2 и 3 — опытные при X, равной соответственно 1 и 2
большом интервале нагрузок с уменьшением интенсивности прироста напряжений по краю штампа не наблюдалось прироста напряжений по его оси. Это объясняется некоторым снижением напряжений вследствие деформаций, вызванных способностью подстилающего заторфованного слоя к сильному уплотнению.
Общая картина распределения напряжений по глубине и на контакте со штампом (до нагрузки Р< <0,125 МПа) при увеличении толщины плотного песчаного слоя до Нп= (24-2,5)d близка к картине, наблюдаемой при меньшей толщине песчаного слоя (Hn=d). Здесь с увеличением нагрузки отмечался более интенсивный рост краевых напряжений вплоть до достижения ими максимальных значений. После этого наступал поворот кривой контактных краевых напряжений. При нагрузках, близких к предельным, интенсивность прироста напряжений по оси штампа увеличивалась. Однако по абсолютной величине они оставались меньше краевых напряжений.
Изучение зависимости относительных напряжений Oz/Pcp (где рСр — среднее давление на уровне подошвы штампа) по глубине г двухслойного основания круглого штампа диаметром 2г от значений толщины слоев X (рис. 20) позволило установить следующее. Место максимальной концентрации напряжений по вертикали, проходящей через ось симметрии штампа, находилось на расстоянии его радиуса г от поверхности при Х=24-2,5. Превышение экспериментальных значений над расчетными (по модели линейно-дефор-мируемой среды) достигало 20— 30%.
Разница в опытных и расчетных значениях напряжений отмечалась до глубины (4ч-5)г. Наибольшая сходимость замеренных напряжений с расчетными на границе со слабым слоем наблюдалась при Х= 1.
Анализ результатов измерения послойных деформаций
61
штампа радиусом г
показал, что распределение перемещений по глубине и ширине двухслойного основания также зависит от значений X. При малой толщине плотного слоя (Х<2) максимальные относительные деформации по оси штампа концентрировались в верхней части слабого слоя и в зоне, примыкающей к подошве штампа (рис. 21). Перемещения на контакте слоев достигали 40—65% осадки штампа. С увеличением толщины плотного слоя ^2,5) максимальные деформации переходили в плотный верхний слой, а перемещения на контакте со слабым слоем составляли 20% осадки штампа. За пределами штампа при Х<2 относительные деформации е концентрировались в верхней части сильносжимаемого подстилающего слоя, а при 1^2,5 — и в плотном песчаном слое.
Измерение перемещений по глубине двухслойного основания показало, что распределение вертикальных деформаций под штампом происходило в зоне, по форме представляющей усеченный конус. Угол наклона поверхности этой зоны к вертикали при Х=1; 2; 2,5 был равен соответственна 45, 38 и 33° Достижение предельной нагрузки на двухслойное основание при Л<2 сопровождалось образованием отрыва этой зоны относительно прилегающего грунта.
2. ВЛИЯНИЕ СИЛЬНОСЖИМАЕМОГО СЛОЯ В НЕОДНОРОДНОМ ЗАТОРФОВАННОМ ОСНОВАНИИ НА ГЛУБИНУ СЖИМАЕМОЙ ТОЛЩИ
При разработке методов расчета осадок сооружений одним из важных вопросов является определение глубины сжимаемой толщи их оснований, т. е. толщины слоя грунта, вовлекаемого в работу вследствие действия наг-грузки, от расположенного выше сооружения. В настоящее время известно множество расчетных методов и приемов ее определения. Как выявилось из проведенного автором анализа, расчетные значения сжимаемой толщи не эквивалентны ее фактическому значению. Они соответствуют лишь той или иной расчетной модели основания и подобраны так, чтобы достичь наилучшего совпадения расчетной осадки с фактической.
Зависимость изменения глубины сжимаемой толщи однородного основания от различных факторов исследовали X. Р. Хакимов, К. Е. Егоров, А. Н. Голубков, П. И. Дранишников, П. А. Коновалов и др. Вместе с тем законо-
63
мерности развития сжимаемой толщи в основаниях, содержащих на различной от подошвы фундамента глубине слои сильносжимаемого грунта (ила, заторфованного грунта, торфа и т. п.), практически остались неисследованными.
Согласно СНиП 11-15-74, если найденная нижняя граница сжимаемой толщи заканчивается в слое грунта с модулем деформации Е<с5 МПа или если такой слой залегает непосредственно ниже этой границы, он должен быть включен в состав сжимаемой толщи. Однако этот слой в состав сжимаемой толщи включается не полностью, как это было раньше. В этих случаях граница сжимаемой толщи будет располагаться в слое, где действует соотношение
Рдоп — 0 • 1 Рб Т • (34)
При исследовании деформирования однородных оснований выявлена концентрация деформаций только в верхней зоне, глубина которой равна одному радиусу штампа. В глинистых грунтах в этой зоне происходит до 80% полной осадки штампа, а в песчаных — до 90%. В экспериментах с двухслойным основанием наличие слабого подстилающего слоя не вызывало резкого возрастания глубины сжимаемой толщи. Она увеличивалась пропорционально росту действующей нагрузки как в плотном, так и в слабом подстилающем слое. Ее значения были ближе к расчетным (вычисленным в соответствии со СНиП 11-15-74), чем это отмечалось у однородных оснований. Различие с расчетными значениями возрастало по мере роста давления.
В этом отношении представляет интерес сравнение замеренных значений сжимаемой толщи ЛЭам в однородном и двухслойном основаниях, определенных различными исследователями, с расчетными значениями сжимаемой толщи йрасч, вычисленными в соответствии со СНиП 11-15-74 (табл. 7).
Из табл. 7 видно, что отношение расчетного значения сжимаемой толщи, вычисленного по СНиП П-15-74, к замеренному в двухслойном основании является минимальным. При наличии слабого подстилающего слоя не наблюдается той концентрации деформаций в верхнем слое, которая наблюдалась в однородных основаниях. Слабый слой грунта способствует распространению деформаций на большую глубину. Отношение дополнительного давления к природному на границе сжимаемой тол-
64
Таблица 7
Авторы опытов Вид основания Состав основания Давление, МПа Лрасч
X. Р. Хакимов, В. Н. Голубков, П. А. Коновалов А. Н. Скачко Однородное Песок Лесс Песок -мелкий и средней крупности Песок средней крупности 0,1 0,2 0,1—0,15 0,2 nd ND сл 1 III ОО Ф» ND СЛ Ъ ОО
П. А. Коновалов, Л. Ф. Сальников Двухслойное- Песок — торф (//n=d) 0,05— 0,15 1,1 —1,6
щи двухслойного основания при Х=14-3 составляло 0,35.
В экспериментах В. Н. Голубкова, выполненных на однородном основании, это отношение также было непостоянным и находилось в пределах 0,63—1,25, а в опытах П. А. Коновалова оно; составляло 0,66—1.
С увеличением высоты песчаного слоя Нп= (l,5-e-2)d разница в расчетных и замеренных значениях сжимаемой толщи уменьшилась в 1,2 раза. При высоте песчаного слоя 7/n=3d замеренная глубина сжимаемой толщи уже была больше расчетной. Увеличение глубины сжимаемой толщи с возрастанием высоты плотного песчаного слоя только на первый взгляд выглядит нелогичным. В однородных основаниях при достижении границей сжимаемой толщи более глубоких слоев незначительный прирост дополнительного давления практически не может вызвать каких-либо перемещений грунта. В неоднородном двухслойном основании при залегании на этих уровнях слабого (сильносжимаемого) слоя грунта и при прочих равных условиях та же дополнительная нагрузка является причиной проявления в нем деформаций. А это, в свою очередь, вызывает перемещение всей толщи верхнего (более плотного) слоя.
Распределение перемещений по глубине двухслойного основания зависит от деформативных характеристик составляющих слоев п толщины верхнего более плотного слоя. В опытах, где толщина верхнего слоя Hn<2dt в слабом подстилающем слое происходило до 60% замеренной осадки штампа (см. рис. 21).
65
3. РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНАЯ СПОСОБНОСТЬ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ
Изучение распределительных свойств грунтов основания как на его поверхности за пределами штампа или фундамента, так и по глубине позволяет оценить степень соответствия работы той или иной модели грунтового основания действительной его работе и более обоснованно выбрать расчетную модель. Кроме того, умение правильно прогнозировать распределительную способность основания позволяет проектировщику объективно учесть при расчете осадок взаимовлияние загруженных фундаментов друг на друга. Не менее важно учитывать эту способность и при строительстве новых зданий в непосредственной близости от эксплуатируемых сооружений.
Эксперименты И. И. Черкасова, Л. И. Манвелова, П. А. Коновалова, Г. И. Швецова, X. Муса, Г. Плантема и др., связанные с исследованиями перемещений поверхности грунта однородных оснований за контуром загруженной площади, свидетельствовали о том, что характер их распределения не соответствует модели упругого полупространства.: Как известно, деформации поверхности упругого полупространства w описываются уравнением К. Е. Егорова
(I —112) г г
w =----------- р arcsin — (35)
Е R
где г — радиус штампа, см; р— среднее давление, МПа; R—расстояние точки, где определяются осадки, от центра штампа, см.
Деформации поверхности, вычисленные на основе этой модели, весьма значительны, затухание их по мере удаления от края штампа происходит очень медленно. В то же время деформации, вычисленные на основе модели основания конечной толщины, оказались близки замеренным в наших опытах и полностью затухали на расстоянии (0,54-0,7) б/шт от края штампа. Эксперименты И. И. Черкасова и Л. Н. Манвелова вполне согласуются с полученными нами результатами.
Однако указанные выше эксперименты проводились на однородных основаниях, грунты которых характеризуются достаточно плотным состоянием и низкой консистенцией. Вместе с тем наблюдение за состоянием близко расположенных зданий, а также за характером перемещения поверхности грунта около строящихся сооружений свидетельствует о том, что в слабых водонасыщен-
66
них глинистых грунтах границы деформируемого массива выходят далеко за контур загрузки. Так, А. А. Собе-ниным и С. Н. Сотниковым, взявшими под наблюдение группу строящихся на слабых водонасыщенных грунтах зданий с ленточными и плитными фундаментами, установлено следующее. В процессе строительства зданий и соответствующего повышения нагрузки на основание осадки окружающей территории возрастали медленнее, чем осадка здания, принятая за 100%. После приложения всей нагрузки интенсивность развития осадки поверхности грунта за контуром фундаментов существенно повышалась. Это явление авторы объясняют неодновре-менностью начала консолидации в разных зонах основания.
После условного завершения роста осадок поверхности грунта протяженность деформируемого массива составила 30—35 м, т. е. 2,4—3 ширины здания (рис. 22). Наибольшее соответствие замеренных перемещений поверхности грунта перемещениям, вычисленным по изве-
Рис. 22. Кривые деформаций поверхности грунта по модели основаиия конечной толщины /, по модели линейно-деформп-руемой однородной среды 2, замеренные осадки поверхности грунта за пределами здания на слабых недонасыщенных грунтах 3
стным моделям грунтового основания, получено при использовании модели слоя конечной толщины. Вблизи стоящие здания, оказавшиеся в пределах воронки оседания, получили дополнительные неравномерные осадки, приведшие к серьезным повреждениям их надфундаментных конструкций. 1
Наблюдения за оседанием поверхности неоднородного основания с увеличивающимся по глубине модулем деформации грунта за пределами загруженного резервуара диаметром 18,3 м, выполненные 3. Бардом, Ж. Берлендом и Р. Галлуа, также свидетельствовали о том, что замеренные перемещения были на одну порядковую величину меньше, чем перемещения, вычисленные на основе модели упругого полупространства.
В Таллине, Пярну и других городах Прибалтики, где инженерно-геологические условия характеризуются нали
67
чием непосредственно под подошвой фундаментов достаточно плотного слоя песчаных грунтов толщиной 4— 8 м (е=0,7; £=12—15 МПа), подстилаемых слабыми водонасыщенными ленточными глинами (е=1,4; £= = 0,5 МПа), отмечено существенное влияние стоящих вблизи сооружений друг на друга, приводящее к развитию трещин в эксплуатируемых зданиях. Это явление может быть вызвано повышенной распределительной способностью слабого подстилающего слоя. Аналогичные обстоятельства были причиной деформаций зданий и сооружений в Тюменской обл., где, по данным Т. Н. Горовой [17], верхний слой основания в пределах сжимаемой толщи представлен грунтами с высоким модулем деформации, а подстилающий его слой — глинистыми водонасыщенными грунтами текучей или текучепластичной консистенции с £=5 МПа. Кроме того, на заторфованных территориях Тюменской обл. неоднородное основание со слабым подстилающим слоем может быть создано искусственно при обустройстве площадок для нефтепромысловых сооружений путем отсыпки на торф песчаного слоя. В обоих случаях сильносжимаемый слой повышает распределительную способность двухслойного основания, что необходимо учитывать при расчете стоящих вблизи сооружений.
На наш взгляд, исследование осадочной воронки на поверхности заторфованного основания следует начинать с изучения зоны распространения деформаций на контакте со слабым слоем заторфованного грунта или торфа, тем более что, согласно СНиП П-15-74, в двухслойном основании1 расчет деформаций слабого подстилающего слоя допустим в том случае, когда будет удовлетворено условие
Ро Z Ч" Рб 2 » ( 36 )
где ро» — дополнительное давление на кровле слабого слоя; poz— давление от собственного веса грунта на этой же глубине; — расчетное давление на кровлю сильносжимаемого слоя грунта для условного фундамента^ шириной Ьг, равное:
= (37)
В выражении (37):
Fz = PlPoz, a = (!-b)l2t (38)
здесь р — давление, передаваемое на основание проектируемым фундаментом; Z и & — соответственно длина и ширина проектируемого фундамента.
G8
Опыты, проведенные на заторфованных площадках г. Нижневартовска и у оз. Самотлор в Тюменской обл. [33], а также в заболоченной пойме Днепра у г. Киева позволили установить, что зона интенсивных вертикальных перемещений на границе со слабым подстилающим слоем при относительной толщине плотного слоя Х=1-=-2 простиралась в горизонтальном направлении на (1,5-=-~3)d от оси штампа (рис. 23). С ростом удельной наг-
Рис. 23. Кривые перемещений грунта на поверхности и на границе слоев двухслойного основания
1,2, 3, 4 — при давлении соответственно 0,05; 0,1; 0,15 0,2 МПа;
5 — граница двух слоев
рузки на штамп она увеличивалась незначительно, в то время как ординаты эпюры перемещений на контакте слоев в зоне, ограниченной кромками штампа, интенсивно росли. Происходил процесс перераспределения перемещений с концентрацией их в зоне, ограниченной кромками штампа.
Процесс консолидации в торфах весьма длителен, поэтому автором при постоянной нагрузке на штамп были проведены наблюдения во времени за перемещениями грунта на контакте слоев в зоне штампа и вне ее. Ординаты эпюры перемещений по истечении 150 ч в зоне, ог
69
раниченной кромками штампа, увеличились примерно в 3 раза. За этот же период изменений размеров зоны деформаций по ширине на контакте слоев практически не отмечалось.
Замеренная зона перемещений на контакте слоев по сравнению с расчетным значением по СНиП П-15-74 при толщине песчаного слоя Яп= (14-1,5)d была больше в 1,5—2,7 раза.
Соответственно перемещениям контактного слоя увеличивается и распределительная способность заторфованного основания в целом. Исследованиями распределительной способности заторфованных оснований, выполненными Т. Н. Горовой под руководством автора на строительных площадках Тюменской обл., установлено, что их поведение под нагрузкой не соответствует поведению какой-либо известной модели грунтового основания.
Заторфованным основаниям I и II типа, обладающим повышенной сжимаемостью, а также основаниям III типа, где Х^0,2, более соответствует винклеровское основание. У заторфованных оснований I и II типа, сложенных грунтами с растительными включениями и слабо-заторфованными тугопластичной консистенции при ^9—10 МПа и р ^0,1 МПа, распределительная способность аналогична распределительной способности модели основания конечной толщины.
И, наконец, у оснований III типа при X>0,2, а также у оснований IV6, V и VI типа распределительная способность близка к распределительной способности, прогнозируемой по модели линейно-деформируемой среды.
4. ОСОБЕННОСТИ ПОВЕДЕНИЯ ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТОВ ПРИ ПОВТОРНОМ ЗАГРУЖЕНИИ
При уплотнении заторфованных грунтов характер и количественное соотношение между упругими и остаточными деформациями предопределяются особенностями их структуры. Исследование сжимаемости пластичных водонасыщенных грунтов со степенью заторфованности q, равной 0,1—0,3, в одометре с однократной или многократной разгрузкой показало, что начальное сжатие образцов по высоте «в среднем составляло 22—34% при нагрузке до 0,15—0,2 МПа. В-месте с тем восстанавливающаяся (упругая) деформация
70
не превышала 4—6%. Повторная же загрузка образцов «вызвала дополнительную осадку, составляющую около 5 % общей высоты образца.
Ведущая роль остаточных деформаций в формировании общей осадки была нами отмечена и при испытании глинистых заторфованных грунтов штампами площадью 5000 см2. При исследовании деформационных свойств пойменных отложений р. Клязьмы в районе г. Ногинска наряду с измерением осадок штампа велось изучение с помощью глубинных винтовых марок особенностей развития глубины сжимаемой толщи в заторфованных грунтах со степенью заторфованности q, равной 0,12 и 0,25. При первой загрузке штампов до р— = 0,12 МПа и последующей разгрузке установлено, что доля упругих деформаций от общей осадки штампов составляла всего 5%. Зона остаточных деформаций при этом распространял ась на глубину, равную Лак (где Лак — глубина сжимаемой толщи). Вторичное загружение практически не привело к увеличению общей осадки. Повышения доли упругих деформаций при последующей разгрузке не последовало. Общая продолжительность испытаний не превышала 3 сут.
С целью проверки этого явления в течение более длительного времени автором в районе Филей (Москва) были проведены статические испытания заторфованных грунтов спаренными блоками-штампами с размером каждого в плане 160X40 см с загрузкой их строительными элементами по методике Д. Е. Полыпи-на и Н. Я. Рудницкого. Вид установки с полной загрузкой показан на рис. 24.
Кровля заторфованных водонасыщенных глинистых грунтов, физико-механические свойства которых приведены в табл. 8, находилась на глубине 3 м от дневной поверхности. Ниже залегал мощный слой водонасыщенных суглинков с коэффициентом пористости е=1,3 и степенью заторфованности ^=0,1.
Таблица 8
Глубина, м
Vs . Н/м8
р, г/см3
3,1
3,2
3,5—6
2,7
2,72
2,71
1,69
1,62
1,71
67,1 97
77,4 102
44,3 91,6
42,5 42
36,1
54,5 0,45
60 0,59
55,5 0,15
1,67 0,18
1,95 0,2
1,25 0,16
Первая ступень нагрузки при давлении, равном 0,125 МПа, выдерживалась в течение 15 сут до полной
71
стабилизации осадок. После следующего повышения давления до £=0,255 МПа нагрузка выдерживалась в течение 6 сут. И, наконец, после возрастания давления до р=0,38 МПа за .поведением штампов наблюдали еще в течение 16 <сут, пока осадка их полностью не стабилизировалась. Далее платформа разгружалась
Рис. 24. Установка для экспериментальных исследований заторфованных грунтов крупноразмерными блоками-штампами
при р=О,Г25 МПа и через 1 сут снова загружение при р=О,38 МПа. Последующая выдержка штампов под этим давлением продолжалась еще 10 дней. Расхождение в характере протекания осадок у спаренных штампов при нагрузке — разгрузке оказалось незначительным, .поэтому кривая S=f(p), ’приведенная на рис. 25, является осредненной.
Модуль деформации заторфованного грунта естественного сложения был равен £=2,3 МПа.
В соответствии с графиком S=f(p) при повторном цикле загружения штампа нагрузкой от 0,125 до 0,385 МПа прирост осадки был равен 0,4 ом. Модуль дефор-
72
Р,пПа
Рис. 25. График S=f(p) испытаний грунтов блоками-штампами повторной загрузкой
мации предварительно уплотненного основания теперь составил Е=35 МПа.
Из этого эксперимента, как и из предыдущих, также очевидно, что доля остаточных деформаций в общей осадке заторфованного основания чрезвычайно велика и составляет около 95%. Модуль деформации заторфованных грунтов даже после однократного цикла за-гружения практически до полной стабилизации повысился в 15 раз.
С целью проверки этого явления в заторфованных однородных и неоднородных
основаниях автором была проведена серия долговременных полевых и натурных экспериментов с круглыми и «прямоугольными жесткими штампами, а также с резервуарами для хранения нефти при циклической их загрузке. В опытах использовались фундаменты площадью от 0,1 до 3,2 м2, а также цилиндрические резервуары с гибким днищем диаметром 17,1 и 23 м.
В первой серии опытов исследовались однородные заторфованные основания I типа, сложенные на всю глубину сжимаемой толщи ваторфованными глинисты-•М1И грунтами со степенью заторфованности <7=0,114-4-0,25. В заторфованном основании III типа верхний плотный слой был представлен песчаным грунтом с £=|15-т-28 МПа, толщиной //в=<(0,154-2,5) d, а подстилающий— полуразложнвшимся торфом с Е=\ = 0,54-1 МПа. В заторфованном основании V типа кровля слоя заторфованного грунта с <7=0,124-0,2 находились на глубине Яв=0,5 D от дна резервуара. Время выдержки фундамента под первичной нагрузкой продолжалось до условной стабилизации деформаций основания. Далее следовала разгрузка, а затем повторное восстановление нагрузки. Продолжительность стабилизации осадки составляла от 3 до 65 сут. Вычисленные по результатам этой серии опытов значения модулей деформаций при первичной и вторичной загрузке, а также значения общих и остаточных деформаций сведены в табл. 9.
Как свидетельствовали результаты экспериментов, доля остаточных деформаций в общей осадке заторфо-
73
Таблица 9
Характеристика основания Площадь фундамента F, см2 Время стабилизации t, суп Модуль, МПа Et Et *$общ* **** ^ост’ мм ° общ
Я K=H!D первичный повторный Е,
Однородное заторфованное основание I типа
0,12 — 5 00*0 3 5,7 27,5 4,8 12 11 91
0,25 —, 5 000 3 3,8 17,5 4,5 20 19 95
0,18 94 0001 7 4,3 18,3 4,3 19 17,5 92
0,18 —, 914001 7 3,4 16,4 4,8 23,5 21 89
0,11 —, 6400 5 10,1 35,7 3,5 12,5 11 88
0,12 — зе ооо) 81 12,6 45,3 3,6 17 15,5 91
a is —. 6400 37 2,3 35 15,2 94 85 90
0,12 — Резервуар 14 4,3 16,4 3,8 394 350 89
П=23 м
Неоднородное заторфованное основание III и V типа
—- 0,15 1 000 60 1,2 3,6 1,8 10 9,5 95
— 1 10 00*0 65' 1,3 4,9 3,8 26,5 24,5 93
2 10 000 65 4,5 18,8 4,2 4,5 4 89
— 2,5 юоюа 65 4 9,1 2,3 7 5,5 79
— 0,5 Резервуар £>=17,1 м 12 2 9,3 4,7 300 200 67
ванного основания I типа чрезвычайно велика и составляла 88—95%, заторфованного основания III типа — 79—95%, а заторфованного основания V типа
2
— общей осадки.
Если исключить из рассмотрения опыт № 7, где уплотнение высокопористого (е=1,34-2) заторфованного грунта производилось чрезмерно высоким для его состояния давлением (р=0,38 МПа), то оказывается, что модуль деформации 'Грунтов однородного основания после одного цикла загружения повысился от 3,5 до 4,8 раза. В неоднородных основаниях значение модуля деформации возросло от 1,8 до 4,7 раза.
Разрыхления разгруженных оснований ни в одном из опытов нами не было установлено. Следовательно, несмотря на повышенную гидрофильность органических веществ заторфованного грунта, уплотнение их нагрузками, значительно превышающими структурную прочность, -сопровождалось интенсивным уменьшением пористости — влажности и повышением сил сцепления грунта, которые в момент разгрузки сопротивляются расклинивающему действию пленок грунта, обусловливающих его набухание.
Отмеченная особенность заторфованных глинистых грунтов может быть использована при проектировании на них фундаментов зданий и сооружений с цикличной нагрузкой (промышленные здания с крановой нагрузкой, элеваторы, нефтяные резервуары и т. п.). При этом значительную часть осадки можно снять путем предварительного обжатия грунтов 'Временной нагрузкой или первичным эксплуатационным загружением основания с принятием специальных кратковременных мер по безопасному восприятию конструкциями сооружения повышенных осадок основания.
5. РЕЗУЛЬТАТЫ НАБЛЮДЕНИЙ ЗА ОСАДКАМИ ЗДАНИЙ НА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ
Из практики строительства известны примеры как удачного, так и неудачного возведения зданий и сооружений на заторфованных основаниях. Почти хрестоматийным стал случай 5-вековой эксплуатации замка в г. Любеке [41], основанием которого служит ^-метровая толща заторфованных грунтов и торфа. Несмотря на столь длительный срок существования, осадка зам
75
ка еще не стабилизировалась и составляет сейчас 180 см. В. И. Рыбаковым 1[53] в 30-х годах исследованы аварийные осадки береговой опоры моста через р. Казанку, устроенной на свайных фундаментах, ниже острия которых через 2,1 м залегал мощный слой торфа. Величина напряжений на кровлю торфа составила при этом около 0,6 МПа. Абсолютные значения осадок опоры через 4,5 года после завершения строительства достигли 91 см по^ пятовым шарниром и 194 см под хвостовой частью. В отдельные периоды скорость осадки была равна 1,85 MiM/сут. Большая неравномерность осадок опоры привела к образованию трещин в железобетонной арке моста, плите проезжей части и т. п. О нескольких неудачных примерах строительства зданий на заторфованных основаниях свидетельствует работа К. Сечи [59].
Отечественный опыт строительства в сложных грунтовых условиях богат многочисленными примерами возведения различных зданий и сооружений на заторфованных территориях. В инженерно-геологическом отношении здесь целесообразно выделить два характерных по происхождению вида заторфованных оснований — искусственное и естественное.
Искусственное заторфованное основание может находиться в стабилизированном и нестабилизированном состоянии. Это обстоятельство нужно учитывать при проектировании и устройстве фундаментов. Ко второму виду заторфованных оснований относятся естественные основания, состоящие из четвертичных отложений, включающих слои, линзы, прослойки погребенных торфов или заторфованных грунтов. Как правило, возраст таких отложений составляет около 10 тыс. лет, -поэтому осадки сильносжимаемых слоев заторфованного грунта или торфа от веса лежащего выше грунта уже давно стабилизировались.
В течение ряда лет Е. В. Макаров [40] изучал опыт строительства легких производственных зданий и сооружений (складское помещение, мойка, механическая мастерская, водопроводный колодец и т. п.), устроенных на искусственном заторфованном основании. Последнее было образовано путем засыпки заторфован-ной надпойменной террасы р. Оки минеральными производственными отходами или песчаной насыпью высотой 3,2—4,8 м. Средняя толщина слоя торфа после его обжатия в течение 5—30 лет составила 1,1—1,8 м
76
при £«0,6 МПа. Все здания имели ленточные фундаменты мелкого заложения, усиленные железобетонными поясами. Дополнительно в кирпичной кладке стен укладывались стержни арматуры в уровне оконных перемычек. В верхней части зданий также устраивались железобетонные пояса. Наиболее длинные здания были разрезаны на блоки деформационными швами. Расстояние от кровли торфяного слоя до подошвы фундамента практически всюду было не менее двух его 'ширин. Полное давление на кровле торфа от фундамента и насыпи в среднем составляло р=0,074-4-0,09 МПа. Общая средняя осадка построек за период наблюдений в течение 3—15 лет достигла 13—22 ом. И только водопроводный колодец, по существу стоявший непосредственно на торфе, за 5 лет осел на 40 см. Несмотря на значительную осадку, состояние зданий было достаточно хорошим.
Вместе с тем выстроенные на этой же площадке два одноэтажных здания контор строителей и субподрядчиков эксплуатировались лишь 0,5 года. В основании их находилась толща намытых песков высотой 3—5,5 м на неравномерном по простиранию торфяном слое толщиной 0,5—7,5 м. В стенах зданий сразу же с момента постройки отмечались прогрессирующие трещины с шириной раскрытия от 40 до 120 мм. Неравномерность осадок в середине зданий составляла 40—50 см, а средняя осадка 100—120 см. Причиной аварийного состояния зданий явилось полное отсутствие в его конструкциях армированных поясов, а также наличие в основании переменной толщи сильносжимаемых грунтов, вызвавшей большую неравномерность осадок.
Устройство фундаментов сооружений на песчаных подушках небольшой высоты (около одной ширины фундамента) или утрамбованных подсыпках из щебня высотой 20—25 см, как правило, не способствует распределению давлений на кровлю заторфованных грунтов или торфов, а сопровождается большими средними и неравномерными осадками возведенных на них зданий. Это обстоятельство отмечалось исследованиями И. А. Розенфельда [52] на объектах Львовского инструментального завода, а также обследованиями автора сооружений одного из предприятий в г. Новгороде. При столь незначительных толщинах песчаных подушек нагруженный фундамент обычно перемещается в слое
77
слабого грунта вместе со срезанной по его контуру подушкой.
Кафедрой оснований и фундаментов Уральского политехнического института [36] на заболоченном участке Свердловска было рекомендовано возводить одно-и двухэтажные дома на сборных и монолитных ленточных фундаментах без удаления торфа, непосредственно на подсыпке толщиной 2 м из уплотненного трамбовками элювиального крупнообломочного грунта. Все здания усиливались с помощью железобетонных поясов, располагаемых в уровне верха фундаментов и перекрытий каждого этажа. Четырехлетние наблюдения за осадками показали, что максимальные их значения составили 20—54 см, максимальная неравномерная, осадка—12,5—40 см, а прогиб (перегиб)—0,0017—0,0037. Там, где насыпь уплотнялась зимой в смерзшемся состоянии, в конструкциях наблюдались трещины с шириной раскрытия от 5 до 20 мм.
В тех случаях, когда искусственное заторфованное основание включает линзу торфа, в плане составляющую лишь часть пятна застройки, здание испытывает значительные неравномерные осадки, как это было зафиксировано наблюдениями Н. Я. Рудницкого и М. 3. Гельмана на одном из уральских промышленных сооружений и А. В. Васечко [10] на одном из служебных зданий в г. «Львове. Средняя осадка последнего составила 39 см, что почти в 5 раз превосходило предельное значение по СНиП; разность осадок также в 5 раз превосходила предельные значения, а на некоторых участках прогиб стен составлял 0,0065, что в 6—7 раз превышало значения, допускавшиеся в СНиП.
В Новгороде промышленные сооружения были устроены в пойменной части р. Волхова, представляющей собой комплекс напластований водонасыщенного заторфованного грунта, торфа и ила суммарной толщиной до 7 м. Модуль деформации этих грунтов изменяется в широком интервале от 0,2 до 4,5 МПа. Вариант свайных фундаментов для проектируемых сооружений был в свое время отклонен из-за отсутствия у строящей организации свай. Тогда было предложено построить все сооружения на песчаной подушке. Работы по устройству песчаной подушки велись с большими нарушениями: песок отсыпался на высоту всего слоя без уплотнения, часть работ велась в зимнее время и в песчаную подушку попадал снег и т. д. Даже спустя несколько лет
78
при определении плотности песка в подушке с помощью зондирования из 20 случаев определения в шести песок оказался рыхлым. К устройству .фундаментов на подготовленной таким образом площадке строители приступили, не дожидаясь стабилизации осадок торфа под действием веса на-сыпи. Расстояние от уровня подошвы фундамента до кровли заторфованного грунта для 'большинства сооружений составляет 1,3—2,3 м. Естественно, что в таких условиях дополнительное давление на кровлю слабых грунтов превыша-
ло их расчетное сопротивление, что не замедлило сказаться на величине общей и неравномерной осадок со-
оружений и на состоянии их на дфун да ментных конструкций. После 12—16 лет эксплуатации осадки четырех корпусов составили соответственно 121, 281, 395 и
450 мм. Один из графиков развития осадок здания во времени показан на рис. 26. В кирпичных стенах зданий, особенно в цокольной их части и далее вверх на высоту 1,5—2,5 м, вследствие значительных неравномерных осадок разви-
Рис. 26. График изменения осадки во времени административного здания (корпус № 2) в Новгороде
/, 2 — осадка соответственно средняя и максимальная
лись трещины с раскрытием кверху. При вскрытии шурфа выяснилось, что эти трещины прослеживаются и в монолитном ленточном фундаменте. После систематических расши
вок и затирок трещины появляются вновь.
На основе анализа характера развития осадок промышленных зданий во времени за последние 5 лет было установлено, что максимальный среднегодовой прирост осадки не) превышает 10—20 мм без увеличения неравномерности осадок.
Здания и сооружения, возведенные на естественных заторфованных основаниях, также подвергаются воздействию значительных общих и неравномерных осадок, как правило, превышающих предельные значения по действующим нормам.
Как показали наблюдения А. Т. Иовчука [28, 29],
79
Б. И. Далматова и Б. Д. Васильева [9] за зданиями высотой пять—семь этажей в районе Большой и Малой Охты в Ленинграде, их средняя осадка составила в ’большинстве случаев 30—40 см и в особо неблагоприятных геологических условиях достигала 50—60 см. Линзы торфа и заторфованного грунта с толщиной •слоя до 2 'М находились на глубине 4—6 м от подошвы фундаментов. Практически во всех зданиях в фундаментах *и поэтажно в кирпичных стенах устраивались армированные «пояса. Относительный прогиб (перегиб) зданий при показателе их жесткости ///г=2-=-3,5 находился в интервале 0,0005—0,0026, причем прогибы меньше 0,0013 видимых трещин в стенах не вызывали. Поперечный крен в исследованной совокупности зданий составлял 0,0016—0,014 и не был причиной образования трещин в стенах. Однако для зданий, возводимых на заторфованных основаниях с неравномерной толщиной слабого слоя в пределах пятна застройки, существует опасность возникновения больших поперечных кренов. Особенно это относится к зданиям с малой шириной. А. Т. Иовчук [29] приводит пример деформации 3-этажного жилого дома шириной 7 м в районе М. Охты, когда крен его достиг 0,037, а отклонение продольной оси от вертикали в уровне карниза составило 66 см.
В. Е. Васильевским [8] были также изучены характер и величины деформации группы жилых пяти — девятиэтажных зданий, возведенных на естественных заторфованных основаниях в пределах пойменной террасы р. Лыбедь в Киеве. Здесь толща заторфованных грунтов и погребенных торфов залегала несколько ниже уровня подошвы фундамента, представленного в виде монолитной железобетонной плиты или ленточного фундамента. Все здания имели замкнутые железобетонные пояса на каждом этаже или через этаж в уровне перекрытий или перемычек. Высота армированного пояса 28 см, ширина 38 см с арматурой. Несмотря на значительные осадки (средняя осадка до 75 см, а максимальная до 98 см), состояние зданий удовлетворительное и позволяет вести дальнейшую эксплуатацию без серьезных ремонтов. В зданиях, построенных на фундаментах в виде монолитных фундаментных плит, как в строительный, так и в эксплуатационный периоды заметных трещин не обнаружено. Введение железобетонных поясов существенно повысило общую жесткость
80
здания, в результате чего относительные прогибы здания в продольном направлении оказались ниже предельных, а относительный крен в поперечном направлении превышает предельный лишь в некоторых случаях. О характере протекания минимальных, средних и максимальных осадок с ростом нагрузки и во времени можно судить на примере осадки дома по бульвару Шевченко (рис. 27). Так как измерения осадок здесь начались после завершения работ нулевого цикла, автором была введена поправка к замеренному значению той части осадки, которая происходит с момента начала строительства фундамента до первого цикла наблюдения.
Большой интерес представляло здесь изменение скорости осадки по мере нарастания нагрузок в период строительства, а затем и во время эксплуатации. В данном частном случае она возрастала по мере роста нагрузки до максимума v=0,34-=--=-2,34 мм/сут, но при достижении проектной нагрузки резко упала и через полгода снизилась до 0,05—0,62 мм/сут. На четвертый год после окончания строительства она составляла уже только 0,03—0,09 мм/сут. Проведенные автором наблюдения за осадками зданий и сооружений в Москве,
Дмитрове, Солнечногорске, Шуе и др. свидетельствовали о наличии закономерностей деформаций, общих с закономерностями деформаций в аналогичных грунтовых условиях.
В целях выявления основных закономерностей деформаций зданий на заторфованных основаниях как по мере роста нагрузок во время строительства, так и в период их эксплуатации автор совместно с Ю. К. Ткачевым [34] обобщил результаты измерения осадок 23 жилых и промышленных зданий, возводимых на основаниях, включающих слои шогребенных торфов или
Р,МПа
Рис. 27. График осадки во времени жилого дома в Киеве, устроенного на заторфова1нном основании (по данным В. Е. Васильевского)
81
заторфованных грунтов. Все рассматриваемые здания построены на естественном основании природного напластования без применения свай. Толщина слоев заторфованных грунтов находится в интервале 0,5—5 м, а расстояние от подошвы фундамента до кровли этих слоев составляет 2—6 м. Минеральная часть слоев заторфованных грунтов представлена супесями или cyi линками в водонасыщенном состоянии. Степень их заторфованности изменяется в интервале 0,1—0,8.
Данные, характеризующие заторфованное основание и процесс протекания осадок во времени, а также значения давлений *на грунты оснований сведены в табл. 10.
Ни в одном из рассмотренных зданий расстояние от подошвы фундамента до кровли слабого слоя не было менее 2 м. Подошва фундаментов позволяла создавать на основание удельное давление от 0,05 до 0,15 МПа, и только в трех зданиях это давление составляло 0,2 МПа. В конструктивном отношении фундаменты жилых зданий в основном были сборными или монолитными ленточными, а пять зданий устраивалось на сплошной железобетонной плите. Под колонны промышленных зданий предусматривались отдельно стоящие жесткие фундаменты. Жилые здания имели различную этажность (от 5 до 12 этажей), стены их выполнены из кирпича или сборных железобетонных панелей. Однако общими для всех зданий являются конструктивные решения, направленные на повышение их пространственной жесткости. К ним относятся горизонтальные железобетонные пояса в уровнях фундамента, подвальной части и каждого этажа. Продолжительность наблюдений составляет от 3 до 13 лет. Несмотря на то что возрастание осадки всех зданий во времени имеет затухающий характер, их стабилизация к концу наблюдений еще не наступила.
Сопоставление процессов развития осадок этой совокупности зданий позволило выявить три характерные фазы деформирования заторфованного основания: 1) начальных осадок; 2) максимальных скоростей осадок и 3) стабилизации осадок основания (рис. 28).
Первая фаза по времени занимает небольшой промежуток строительного периода и формируется вследствие уплотнения грунта на контакте с фундаментами, а также вследствие осадок верхнего более плотного слоя.
82
Таблица 10
Я, м Л, м <7 V мм S1 , мм S11, мм р, МПа pz, МПа АТ11, мес П Рнач • МПа 5» , ^АТ11’ мм/мес V °-"Г 1/год
2 1 0,15—0,2 420 70 150 0,125 0,09 4,5 0,05 38 1,08
4 5,5 0,3 560 250 160 0,15 0,082 6 0,06 27 0,6
4 5,5 0,3 590 130 180 0,15 0,14 4 0,06 45 0,92
4 5 0,4 680 150 230 0,15 0,14 4 0,06 57,5 1
4 3 0,25 460 100 100 0,15 0,08 4 0,06 25 0,65
4 4 0,25 640 80 180 0,15 0,08 6 0,06 30 0,6
2,5 0,7 0,2 320 60 140 0,125 0,05 6 0,04 24 0,9
2,5 0,7 0,2 318 64 134 0,125 0,05 5 0,04 26,5 1
2,5 0,7 0,2 274 54 134 0,125 0.05 6 0,04 22,3 0,98
2,5 0,7 0,2 212 60 124 0,125 0,05 5,5 0,04 22,5 0,92
3 0,5 0,2 230 52 104 0,125 0,045 8 0,05 13 0,6
2 0,5 0,2 290 60 132 0,125 0,070 5,5 0,04 24 0,99
2 7 0,6 750 200 230 0,15 0,09 5 0,06 46 0,72
2 5 0,6 590 100 250 0,2 0,12 8 0,06 31 0,6
5 3 0,1 130 40 50 0,2 0,044 6 0,07 8 0,96
2 7 0,6 400 70 150 0,1 0,095 7 0,07 21,4 0,64
2,5 5,5 0,15 260 50 105 0,15 0,15 9 0,04 9 0,54
2,5 5,5 0,15 240 50 ПО 0,15 0,15 10 0,06 11 0,55
2 2 0,6 280 50 140 0,12 0,11 8 0,06 17,5 0,75
1,5 4 0,4 620 100 250 0,13 0,07 9 0,04 27,7 0,54
3 1 0,45 240 40 100 0,12 0,06 9 0,04 11,1 0,56
2,5 1 0,5 240 50 100 0,125 0,08 10 0,04 10 0,5
1,5 3 0,4 540 80 160 0,125 0,1 7 0,04 22,8 0,5
Примечание. В таблице приняты следующие условные обозначения: Я — расстояние от подошвы фундамента до кровли слабого слоя; Л —толщина слабого слоя; SK — конечная осадка; S1 —осадка в период I фазы; S11 — осадка в период II фазы;
р — давление на грунт под подошвой фундамента; рг — давление на кровлю слабого слоя без вычета природного давления;
ДТП — продолжительность II фазы; pj^q —давление по подошве фундамента, соответствующее началу II фазы; и — мак-88 симальная скорость осадок во П фазе; а—декремент затухания.
та во времени осадок зданий, возведенных на за торфовал ном основании
Фаза максимальных скоростей осадок отмечается на графиках при достижении дополнительного давления на кровлю заторфованного грунта р=*0,0154-0,03 МПа, что соответствует его структурной прочности. Она проявляется примерно в середине строительного периода и достигает I—8 см в месяц. Эта фаза характеризуется постоянством скоростей осадок до окончания строительства и может продолжаться от 3 до 12 месяцев. Экспериментальные исследования показали, что в течение этого времени значительная часть осадки здания происходит в результате сжатия толщи заторфованного грунта.
Фаза стабилизации осадок практически начинается после завершения строительства и происходит в результате деформаций, связанных с уплотнением и, вероятно, ползучестью грунтов, входящих в сжимаемую голщу основания. Вертикальное сжимающее давле
ние на кровлю слабого!слоя, определенное с использованием теории линейно-деформируемой среды, во всех рассматриваемых зданиях не превышает 0,12 МПА. Очевидно, что при проектировании фундаментов на заторфованных основаниях необходимо ограничивать удельное давление на кровлю слабого слоя.
Анализ материалов наблюдений за деформациями и состоянием совокупности зданий как в период строительства, так и эксплуатации позволил установить следующее. Средние осадки, по данным многолетних наблюдений, превысили предельные значения, предусмотренные строительными нормами на проектирование оснований, и достигли 23—75 см. Вместе с тем неравномерность осадок, определяющая в большинстве случаев состояние надфундаментных конструкций, для многих зданий не превосходила допускаемых нормами предельных значений. Это объясняется тем, что в этих зданиях были предусмотрены замкнутые монолитные железобетонные пояса, применены монолитные ленточные фундаменты или сплошные плиты и т. п. Там, где
84
конструктивные мероприятия отсутствовали или были исполнены некачественно, а также при наличии резкой неоднородности напластований заторфованных грунтов или торфов в плане и по глубине неравномерность осадок зданий превышала предельные значения. Такие здания имели значительную ширину раскрытия трещин по фасаду и в различных конструктивных элементах. После стабилизации осадок дополнительного раскрытия трещин не наблюдалось. Здания, у которых фундаменты были выполнены из сборных железобетонных блоков, имели прогибы, превышающие предельные, и трещины в надфундаментных конструкциях.
Из сказанного выше следует, что при устройстве фундаментов на заторфованных основаниях средние осадки зданий практически всегда будут превосходить предельные, и это обстоятельство необходимо учитывать, особенно при вводе в здание коммуникаций. Неравномерность осадок может быть снижена до вполне допустимых значений при осуществлении специальных конструктивных мероприятий.
ГЛАВА V
РАСЧЕТ ОСАДОК И СРОКОВ КОНСОЛИДАЦИИ ВОДОНАСЫЩЕННОЙ ЗАТОРФОВАННОЙ ТОЛЩИ ПРИ ЗАГРУЗКЕ ЕЕ ПЕСЧАНЫМ СЛОЕМ
1. ПОЛЕВЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ОСАДОК ТОРФЯНОЙ ТОЛЩИ ПОД ДЕЙСТВИЕМ ПЕСЧАНОЙ ПРИГРУЗКИ
Одним из известных способов инженерного освоения заторфованных территорий является пригрузка их слоем песка. Однако высокая стоимость такого способа освоения заторфованных территорий, иногда острая нехватка песка (например, в нефтепромысловых районах Тюменской обл.), ставит задачи надежного определения эффективной высоты пригружаемой насыпи (без дренирования вертикальными дренами), величины осадки слоя торфа и времени ее стабилизации.
Для выявления оптимальных методов расчета перечисленных параметров в натурных условиях автором при содействии киевского института «Гипрограждан-строй» и треста «КиеворгстррЙ» были проведены экспе-
85
Грунт, Номер экспериментального участка Глубина отбора пробы, м Плотность Р, г/см* Плотность скелета грунта рск, г/см3 Удельный вес у8, Н/м3
Торф НИЗИННЫЙ Супесь 1, з I, з 0,5 0,5—1 1—1,5 1,5—2 2—2,5 0,96 0,99 1 1,1 1,82 0,24 0,2 0,23 0,34 1,37 1,6 1,6 1,6 1,7 2,65
Торф низинный Супесь Песок средней крупности 2, 4 ' 2, 4 1-4 0,5 0,5—1 0—1,5 1,5-2 2-2,7 2,7-3 0,5-4 0,91 0,97 1,1 1,6 1,78 1,78 1,98-2 0,21 0,25 1,03 0,35 1,3 1,54—1,6 1,6 1,6 1,6 2,65 2,65 2,65 2,65
Таблица 11
Влажность w, % Пористость п Коэффициент пористости е Модуль деформации (начальный) МПа Коэффициент консолидации м’/год
301 0,85 5,67 0,21
352 0,87 6,87 0,25
347 0,86 5,95 0,23 37
224 0,8 4
32,4 0,48 0,94 0,33
345 0,87 6,8 0,26
370 0,87 6,75 0,2
315 0,84 5,28 0,23
52,8 0,61 1,57 0,23 32
30,9 0,49 0,96 0,41
23,8 0,43 0,71 0.3
— 0,41 0,66—0,7 23—25
риментальные исследования на строительной площадке домостроительного комбината «Оболонь» в пойме р. Днепр. Физико-механические характеристики грунтов на площадке приведены в табл. 11.
Намыв территории песком проводился в два этапа. Для возможности производства работ и прохода механизмов толщина первого слоя намыва составила 0,5—1 м. Для намыва использовался песок средней крупности из близлежащих карьеров. В этот период были выбраны участки № 1—4 с наиболее сложными инженерно-геологическими условиями и установлены глубинные марки для исследования послойных деформаций толщи грунта. Марки представляли собой винтовую лопасть диаметром 250 мм, к которой был прикреплен полый стержень диаметром 33 мм. Для исключения возможности трения песка по марке при погружении ее в грунт была предусмотрена обсадная труба. Последняя вместе со специальным ключом использовалась для завинчивания марок.
Марки устанавливались на поверхности торфа по его глубине с интервалом 1 м, на границе подстилающего его слоя супеси и далее до слоя песка. Кроме того, на кровле намытого песка укреплялись поверхностные марки.
Глубина заложения отдельных марок достигала 9,2 м. Общая продолжительность наблюдений составила 10—12 месяцев.
Торфяная толща пригружалась равномерно распределенным по большой площади слоем песка высотой 3—4,5 м (условия одномерной задачи). Коэффициент консолидации торфа был определен методом Тейлора по результатам испытаний образцов торфа на консолидацию в компрессионном приборе. Осредненное значение коэффициентов консолидации Cv для нагрузки р= = 0,02 МПа составляло 42 м2/год, для нагрузки р= =0,06 МПа — 32—37 м2/год. Геологический разрез со схемой размещения глубинных марок и результаты измерений послойных перемещений грунта во времени на экспериментальном участке № 2 показаны на рис. 29.
Анализ опытов показывает, что значительная часть осадки (иногда до 60%) происходит в период загрузки торфяной толщи намываемым песком и в основном в результате обжатия торфяного слоя. На участках № 1—3 осадка только вследствие уплотнения слоя торфа составляла 85—90% общей осадки.
87
При разнице в деформативных характеристиках торфа и подстилающего слоя супеси, выраженной отношением EdEv= 10, осадка подстилающего торф слоя составила 10—15% общей осадки.
Характер развития осадок загруженного песком слоя торфа на экспериментальных участках свидетельствовал о том, что в первые три-четыре месяца после намыва происходит 80—90% полной его осадки. Аналогичная интенсивность уплотнения во времени сгруженного песчаной насыпью слоя торфа в пойме р. Волги отмечена И. В. Финаевым и Г. В. Канаковым [69]. Л. С. Амарян и В. А. Кукушкин [5] в экспериментах на верховой залежи торфа (7?=5—20%, 1Г=800—
итмет$ол\ Схема цстс слоя слы.нобки марон
Рис. 29. Графики развития осадки поверхности загруженной торфяной толщи во времени и слоев ее по глубине
1 — намытый песок: 2 — торф; 3 — супесь; 4 — песок; М-1—М-4 — глубинные марки
1300%) в районе г. Нижневартовска, пригруженной слоем пылеватого песка толщиной несколько более 1 м, обнаружили, что уже через 2 сут степень консолидации торфяного слоя достигает 65%.
88
Использование метода центробежного моделирования для прогноза осадок песчаной насыпи на заторфо-ванной толще показало полную его конкурентоспособность с полевыми исследованиями. Проведенное Н. Я. Рудницким и К- В. Малаховой изучение деформируемости двухслойного основания на центробежной машине в НИИ оснований и подземных сооружений свидетельствует об этом с достаточной полнотой. Для опытов специально отбирались монолиты торфа из г. Нижневартовска (Тюменская обл.). Исходя из принятого масштаба моделирования и=15, толщина образцов торфа во всех опытах составляла 200 мм, что в натуре эквивалентно толщине слоя в 3 м. Толщина слоя песка, отсыпаемого на образец торфа, в различных сериях опытов была равной 33, 66 и 100 мм, что в естественных условиях соответствовало песчаной подсыпке толщиной 0,5; 1 и 1,5 м. Сопоставление осадок насыпи на торфяной толще в этих опытах с натурными данными позволило автору совместно с Н. Я. Рудницким установить, что они расходятся в среднем на 10—15%.
По-видимому, по истечении срока, обеспечивающего 80—90% консолидации осадки на подготовленной намывом площадке, можно вести работы по устройству фундаментов, в том числе свайных, так как при последующем уплотнении торфа не наблюдается отрицательного трения по поверхности свай.
Проведенное Н. П. Коваленко [30] определение сопротивления торфа сдвигу под действием пригрузочного песчаного слоя высотой 1,5—3,5 м показало, что оно возросло в 3—5 раз. Это говорит о значительном ухудшении прочностных характеристик торфа. Однако интенсивное увеличение сопротивления торфа сдвигу происходит лишь в первоначальный период. Через 7—9 мес скорость его возрастания затухает (рис. 30).
Сжимаемость торфя
ного слоя в природных условиях зависит от степе
Рис. 3ft. Изменение сопротивления торфа сдвигу под пригру-зочным песчаным слоем во времени
89
ни разложения торфа. Исследованиями Р. А. Токаря и С. М. Соломонова [64] по уплотнению торфяной залежи с различной степенью разложения под действием песчаной пригрузки на экспериментальных площадках близ устья р. Сев. Двины установлено, что с увеличением степени разложения относительное сжатие торфа при неизменном давлении уменьшается.
2. РАСЧЕТ КОНЕЧНОЙ ОСАДКИ ЗАТОРФОВАННОЯ ТОЛЩИ
При действии сплошной нагрузки на поверхность торфа, несоизмеримой по простиранию с толщиной его слоя, грунт будет испытывать только сжатие без возможности бокового расширения. Такого рода сжатие грунта будет строго соответствовать компрессионному сжатию грунта. Его конечная осадка может определяться с использованием параметров компрессионных испытаний грунта. Изменением объема органических частиц, как и в случае уплотнения минеральных грунтов, здесь можно пренебречь. При учете влияния на сжимаемость торфа газовой фазы следует базироваться на предпосылках, высказанных Л. С. Амаряном [4]. В торфах, расположенных ниже уровня грунтовых вод, содержание газов составляет всего 1—3% объема пор. Капиллярные силы весьма незначительны из-за больших размеров капилляров, низкой плотности и высокой сжимаемости торфа. Это способствует быстрой передаче внешнего давления на поровую воду в начале уплотнения. В последующем процесс фильтрации воды протекает непрерывно. Таким образом, влиянием сжатия газовой компоненты на процесс фильтрационной консолидации практически полностью водонасыщенных торфов можно пренебречь. Тогда осадка слоя загруженного сплошной нагрузкой, может быть определена по формуле
S==/: ’ТТГ==Л <39)
где А — толщина слоя; во — начальный коэффициент пористости грунта; ei,— коэффициент пористости, соответствующий увеличению давления на грунт.
Ранее (см. гл. III) отмечалась способность заторфованных грунтов изменять коэффициент пористости под нагрузкой в большом диапазоне по криволинейной
90
зависимости, выражаемой логарифмическим уравнением
— ап In
Подставляя это выражение в формулу (39), получим:
А р
s = — ап In ~±— (40)
I i Рстр
Д. Е. Польшин рекомендует производить расчет стабилизировавшейся осадки торфяного слоя по формуле
(41)
где еа и ек — коэффициенты пористости соответственно при полной влагоемкости и при минимальной влажности.
Согласно «Указаниям по проектированию оснований жилых и общественных зданий, возводимых в г. Архангельске» [66], конечная осадка торфяной залежи толщиной H=^hit состоящей из / слоев, определяется по 1 формуле
(42) 1
Величина уплотнения f-го слоя ДА$ находится по формуле
1
[1 — exp (ср)] с __ х
X In---------ь--------------------------------- (43)
1 + —-----ехр { — с [р0 + (Vtw — О А/)}
I -f- а
где р— нагрузка от слоя песка, огружающего торфяной слой, изменяющаяся при возрастании по линейному закону /Р=а/ до не; которого заданного из условий производства работ времени после которого нагрузка на основание сохраняет постоянное значение; а, А, с — параметры компрессионной кривой; yTw — объемная масса торфа в состоянии полного водонасыщения.
В формуле (43) учитывается природное давление в каждой точке торфяной залежи, которая не вызывает
91
сжатия слоя, получаемого в процессе компрессионных испытаний при нагрузках, меньших природных.
В «Инструкции по проектированию оснований и фундаментов зданий и сооружений, возводимых на затор-фоваппых территориях» (СН 475-75), автором предлагается конечную осадку торфяной толщи при намыве или отсыпке из нее песчаного слоя определять без учета влияния подстилающего слоя, сжимаемость которого значительно меньше сжимаемости торфяной толщи. Величина нагрузки от слоя намытого или отсыпанного грунта и характер ее воздействия для расчета конечной осадки торфяной толщи определяются в соответствии с принятым проектом организации работ. При этом конечная осадка определяется по формуле
Зр/i
ЗЕ04-4р *
(44)
где р — давление от песчаной насыпи на поверхность сильноза-торфованного грунта или торфа, МПа; h — толщина слоя сильно-заторфованиого грунта или торфа м; Ео — модуль деформации сильнозаторфованного грунта или торфа при полной влагоемко-сти, МПа.
Наименьший размер насыпи в плане должен быть более 5 ft.
Расчетные значения физико-механических характеристик торфа должны, как правило, непосредственно определяться в полевых или лабораторных условиях. Для ориентировочных расчетов допускается расчетные значения характеристик торфа принимать равными их нормативным значениям, которые приведены в табл. 12.
В тех случаях, когда огрузка поверхности; слоя торфа песчаной насыпью сопровождается осушением, общая его осадка может быть вычислена по формуле
3ph
ЗЕо -}-4р
НО, 2 h.
(45)
3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСАДКИ ЗАТОРФОВАННОЙ ТОЛЩИ ВО ВРЕМЕНИ
Для решения вопросов, связанных с использованием торфа в качестве основания, недостаточно определение только конечных осадок уплотнявшегося слоя торфа. Очень важно знать, как проходит деформация слоя торфа во времени. Правильное прогнозирование осадки во времени позволяет решить ряд инженерных вопросов,
92
Таблица 12
Характеристики Значения характеристик при степени разложения, торфа
верхового низинного
5—Л) более 20 до 30 более 30 до 40 более 40 от 5 до 25 более 25 до 40 более 40
Влажность при- полной влагоемкости №п 14,5 12,5 11,8 10 11,5 7,5 5.8
Удельный вес твердой фазы у, H/м3 1,6-2 1,56' 1,49 1,4 1,58 1,54 1,51
Модуль деформации при полной влагоем-кости £*о, МПа 0,11 0,15 0,23 0,25 0J5 СХ24 0,34
Коэффициент бокового давления £ 0,12 0,19 0,28 0,35' 0,22 0,43 0,5
Коэффициент консолидации Сг, м2/год 10 5 2 1 5 2. 1 1
связанных со сроком начала строительства, выбором типа инженерных конструкций, сопряжением узлов коммуникаций и т. п.
Согласно теории фильтрационной консолидации, осадку во времени для одномерной задачи можно определить в такой последовательности. Осадка слоя торфа St в момент t находится по формуле
St = QzS, (46)
где S — конечная осадка слоя торфа в стабилизированном состоянии, определяемая по формуле (44); Qz — степень консолидации, определяемая соотношением:
0г=1—<47>
здесь -уу —относительное среднее избыточное давление в поровой воде, определяемое по табл. 13 в зависимости от факторов времени Тг и Ту.
Таблица 13
Значения Т v Относительное среднее избыточное давление —— слоя торфа при двухстороннем дренаже и Тр, равном Значения Т и Относительное среднее избыточное давление “2 слоя торфа при двухстороннем дренаже и Тр, равном
0,1 0,2 0,3 0,1 0,2 | 0,3
0 1 1 1 1 0,08 0,09 0,1
0,05 0,83 0,83 0,83 1,1 0,06 0,07 0,08
0,1 0,76 0,76 0,76 1,2 0,05 0,05 0,06
0,2 0,56 0,66 0,66 1,3 0,04 0,04 0,05
0,3 0,44 0,50 0,59 1,4 0,03 0,03 0,04
0,4 0,34 0,39 0,45 1,5 0,03 0,02 0,03
0,5 0,27 0,31 0,35 1,6 0,02 0,02 0,02
0,6 0,21 0,24 0,27 1,7 0,01 0,02 0,02
0,7 0,16 0,19 0,21 1,8 0,01 0,01 0,01
0,8 0,13 0,14 0,17 1,9 0,01 0,01 0,01
0,9 0,1 0,12 0,13 2 0,01 0,01 0,01
Примечание. Для промежуточных значений Тг и Тг значение —— определяется интерполяцией.
Безразмерные величины факторов времени Тг и Тг определяются по формулам:
Т =— Г
v н2 ’
(48)
94
(49)
где Cv — коэффициент консолидации при вертикальном дренировании, определяемый по> методу Тейлора или получаемый из табл. 17; Н — длина пути фильтрации, равная при двухстороннем дренаже половине толщины слоя торфа, при одностороннем — толщине слоя торфа; /— заданное время консолидации; t — время, необходимое для сформирования постоянной нагрузки от действия песчаной насыпи или намыва.
В случае неоднородной толщи торфа в расчетах допускается использовать средневзвешенное значение коэффициентов консолидации.
Время t, необходимое для консолидации слоя торфа до заданной степени Qz, при постоянной нагрузке определяется из формулы
t=Tz^. (50)
В тех случаях, когда относительные средние избыточ-
на
ные давления —не могут быть определены по a t
табл. 11Лони должны рассчитываться по формулам:
при Tv>Tr
иг 1 16 1 , (2 и + 1) л / z \
« t = л3 (2п+ 1)» Sln 2 х
( Г (2п4-1)2л2 - 1 Г (2n + I)2 я2 _ 1)
х|ехр | (Т TjJ exp TVJ|»
при Tr<Tv
_____1 ( 2 Л 2 \ 16 ____1____
at = Т„ [~Н \~~2TT/ л3 (2л+1)3 Х
. (2л+1)л
X sin —--!—-—
2
Cv
где Т„ = t — фактор
z\ Г (2п+1)2л2
«) h —I—т'
(S2)
времени, соответствующий любому за-
Cv
данному времени t; Tv~ —— t — фактор времени-, соответствую-Н2,
щий времени прекращения возрастания нагрузки /; 2Н — толщина слоя торфа под подошвой песчаной насыпи до кровли подстилающего слоя; z — расстояние по вертикали от подошвы песчаной насыпи до рассматриваемой точки.
На ранних стадиях проектирования для предварительных расчетов, когда сроки пригрузки слоя водонасы
95
щенного торфа песчаным слоем еще не определены, допускается определять изменение осадки в времени, предполагая, что процесс пригрузки происходит мгновенно, т. е.
Значения элементов функциональной зависимости приводятся в табл. 14.
Таблица 14
0,25 0,35 0,5 0,6 0,7 0.8 0,85 0,9 0.95 0,98 0,99
Qv Нг 0,051 0,097 0,197 0,288 0,403 0,569 0,685 0,852 1,5 1,8
Примечание. Промежуточные значения определяются линейной интерполяцией.
Для описания нелинейной зависимости между нагрузками и осадками в слабых грунтах Ю. К. Зарецким [25] была предложена функция ф, характеризующая изменение пористости
е —
* = ’ (54>
где е<°) — начальный коэффициент пористости; е— конечный ко- (н) эффициент пористости, отвечающий предельно плотному состоянию грунта.
Автором для сравнения расчетных осадок с замеренными в описанных ранее опытах были проведены вычисления с учетом предложений Ю. К. Зарецкого.
Значение относительного сжатия 6fP для торфа при действии давления от слоя песка, по Ю. К. Зарецкому, равно:
е<°) — /к)
5/р = ~i J- (ехр Рбг) — ехр I—a’n) (Р 1-Рб;))}. (55)
где а — параметр сжимаемости /-го слоя, МПа; р&£ — давление от собственного веса торфа, МПа, для i-го слоя; р— давление от песчаного слоя, МПа.
Конечная осадка при загрузке торфа песчаным слоем определяется по формуле
96
п
S = ^f>iPhi, (56)
I
где hi — толщина t-го слоя, см; п — число слоев, на которое разбивается торфяная толща.
При малых значениях а№р формула линеаризуется и принимает обычный вид:
е(0) _ м
p/h- (57)
1 “Г
где
(е<«>_е’к>) a<n» = az;
(к) е<2> — <е<2>)»
е ~ е<0 +е(2) — 2е<з) ’
(58)
еп>, е<8)— произвольные точки по компрессионной кривой, причем е<8> выбирается так, что 2р<8>=р(,>4-р(2>; — параметр, ко-
торый находится при спрямлении компрессионной кривой в координатах 1п(е—р, как абсолютное значение тангенса угла наклона компрессионной кривой к оси абсцисс, МПа.
Осадка во времени здесь также определяется в соответствии с теорией фильтрационной консолидации по
формуле
(59)
Для случая односторонней фильтрации
4Л«‘]
(60)
где Cv—коэффициент консолидации, м2/год; t — время годы.
Осадка во времени вычислялась с использованием среднего значения коэффициента консолидации для всей толщи торфяного слоя.
Характер развития расчетных и фактических деформаций во времени загруженного торфяного слоя на экспериментальных участках № 1—3 показан на рис. 31. Из приведенных графиков видно, что расчетные значения осадок оказываются несколько больше опытных. Такое расхождение вызвано особенностями методики определения коэффициента консолидации.
97
При отсутствии значений Cv в некоторых случаях при вычислении осадок во времени пользуются зависимостями, полученными аппроксимацией опытных кривых. Так, в работах советских ученых Г. И. Покровского, Д. Е. Польшина, Н. Я. Рудницкого, А. А. Ничипоровича, Т. Н. Цибульник и др. для прогнозирования осадок приводятся уравнения в виде экспоненциальной завися-
Т,сут
Рис. 31. Характер развития расчетных и замеренных осадок поверхности загруженной песком торфяной толщи во времени
/ и 2 — соответственно замеренные и расчетные осадки
основе графиков зависимости полученных
экспериментальным путем, были построены графики изменения относительной деформации во времени. Записав формулу (57) относительное еЮ9 получаем
~ ha^p ° е У (б,)
Подставив в нее значения относительной деформации, получим зависимость =f (/) для всех экспериментальных участков. С этой целью графики зависимости изменения коэффициента пористости от времени были аппроксимированы общим уравнением. Полученная эмпирическая зависимость имеет следующий вид:
93
е<к> » е(0) + 2 exp (— 0,033 /). (62)
Подставив в формулу (57) значения е}к) для различных промежутков времени, можно определить осадку в требуемый момент. Изменение значения е/к) во времени при постоянном внешнем давлении, на наш взгляд, имеет физический смысл и объясняется изменением во времени нейтрального давления. Вследствие уменьшения последнего увеличивается эффективное давление, что влечет за собой изменение во времени.
ГЛАВА VI
РАСЧЕТ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ
ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ
1. РАСЧЕТ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ
ПО НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
В соответствии со СНиП П-15-74 при проектировании заторфованных оснований зданий и сооружений необходимо иметь в виду, что деформации оснований не должны превышать предельно допустимых для нормальной эксплуатации, а несущая способность должна быть достаточной, чтобы не происходила потеря устойчивости при разрушении основания.
Применительно к типовым схемам заторфованных оснований (см. гл. I) в целях предотвращения потери устойчивости грунтов оснований, а также аварийных деформаций возводимых на них сооружений фундаменты не следует проектировать с непосредственным опиранием их подошвы на кровлю сильнозаторфованных грунтов или торфов. Опыт строительства и эксплуатации зданий даже с незначительными давлениями на уровне подошвы фундаментов, заглубленных в торф или сильнозатор-фованный грунт, свидетельствует об их больших общих и неравномерных осадках, приводящих в аварийное состояние надфундаментные конструкции.
Расчет оснований по несущей способности производят исходя из условия
(63) где JV — расчетная нагрузка на основание; Ф — несущая способность основания; кл — коэффициент надежности, устанавливаемый
99
в зависимости от ответственности здания или сооружения, значимости последствий исчерпания несущей способности основания, степени изученности грунтовых условий и принимаемый не менее 1,2.
Расчет оснований, сложенных водонасыщенными за-торфованными грунтами, по несущей способности (и по деформациям) должен проводиться с учетом:
скорости приложения нагрузки на поверхность заторфованного грунта;
гидродинамических сил, возникающих в процессе приложения нагрузки;
изменения напряжений в скелете грунта вследствие процесса консолидации;
анизотропии прочностных свойств заторфованного грунта.
Практика проектирования и последующего наблюдения за деформациями оснований и осадками сооружений подтвердила возможность использования при расчетах водонасыщенных заторфованных оснований методов теории линейной консолидации грунта.
Расчет несущей способности водонасыщенных заторфованных оснований следует выполнять, если основание сложено:
а) глинистыми слабозаторфованными грунтами I категории разложения (Яр^30%) с консистенцией /ь>0,5;
б) глинистыми среднезаторфованными грунтами II категории разложения (Яр>30%) с консистенцией Л>0,25;
в) глинистыми сильнозаторфованными грунтами любой консистенции и песчаными средне- и сильнозаторфо-ванными грунтами независимо от категории заторфованных грунтов по степени разложения растительных остатков.
Несущая способность медленно уплотняющихся водонасыщенных заторфованных грунтов оснований (при степени влажности 6^0,85 и коэффициенте консолидации Cv^ 1 • 107 см2/год) должна определяться с учетом возникновения нестабилизированного состояния из-за уменьшения касательного напряжения т по площадке скольжения вследствие образования избыточного давления в поровой воде и. При этом отношение между нормальными и касательными напряжениями принимается по зависимости
т= (р — и) tg ф1 + q , (64)
где р — нормальное давление по площадкам скольжения, МПа;
100
и — избыточное давление в поровой воде, МПа; фт — расчетное значение угла внутреннего трения, град; ci— расчетное значение удельного сцепления, МПа.
Избыточное давление и в поровой воде допускается определять методами теории одномерной консолидации грунта с обязательным учетом изменения состояния грунта по мере его нагружения возводимым сооружением.
В зависимости (64) допускается избыточное давление в поровой воде принимать равным нормальному давлению по площадкам скольжения (и=р) или не учитывать угол внутреннего трения, принимая его равным нулю.
Несущая способность оснований, сложенных медленно уплотняющимися водонасыщенными грунтами, определяется без учета угла внутреннего трения (<pi = 0), если они залегают под подошвой фундаментов на глубине не менее 0,75 его ширины и если в пределах сжимаемой толщи основания отсутствуют дренирующие устройства.
В этом случае несущая способность оснований фундаментов Ф, заглубленных на величину, не превышающую их ширины, определяют как по формуле для вертикальной составляющей наклонной нагрузки на ленточные фундаменты, так и по формуле для вертикальной нагрузки на прямоугольные фундаменты с длиной подошвы не! более трехкратной ее ширины:
ф = Ь/ [q + (л + 1 — 2 6 + cos 2 6) q]; (65)
Ф=77 {?+ [5.7 —0,28 (7/Ь — 1)] “cj } , (66)
где b и / — соответственно приведенные ширина и длина фундамента, вычисляемые по формулам:
7 = Ь-2ед; (67)
7=1 — 2е/ (68)
(здесь еъ и ei — эксцентриситеты приложения равнодействующих сверх нагрузок соответственно в направлении продольной и поперечной осей фундамента); q — пригрузка со стороны предполагаемого выпора грунта (с учетом веса пола подвала или технического подполья); б — угол, рад, наклона к вертикали равнодействующей внешних нагрузок, принимаемый положительным, если горизонтальная составляющая равнодействующей направлена в сторону предполагаемого выпора, и отрицательным в противном случае; ci — расчетное значение удельного сцепления грунта.
При вертикальном действии нагрузки (6 = 0) формула (65) для ленточного фундамента принимает вид:
Ф =77 (^ + 5,14 с,). (69)
101
Несущую способность однородного заторфованного основания, на которое распространяется требование проверки несущей способности, для круглых и квадратных фундаментов при вертикальной центральной нагрузке следует определять по формуле
ф =~ь1 (q + 5,7 с,). (70)
Возможность использования этих формул, особенно в случае плоской задачи, для прогноза несущей способности оснований, сложенных слабыми водонасыщенными грунтами, была выявлена автором при анализе причин аварии жилого здания в г. Сумгаите. Пятиэтажное жилое здание типовой серии I-450-д с продольными ленточными фундаментами, со стенами из пиленых кубиков известняка, с техническим подпольем и магазином в
Рис. 32. Схема аварийных деформаций здания вследствие потери устойчивости грунтов основания а — деформации здания в поперечном направлении; б — деформации здания в плане; в—развитие максимальных деформаций здания во времени; 1 — осадка фундамента; 2 — отклонение верха здания от уровня цоколя
1С2
первом этаже было построено на основании, сложенном водонасыщенными заиленными глинистыми грунтами (е= = 1,14-1,2; /^=0,774-1; <р=13°; с=0,014-0,02 МПа). Когда монтаж его основных конструкций в течение 1 мес был доведен до пятого этажа включительно, обнаружились быстро развивающиеся деформации коробки здания с креном в сторону оси А (рис. 32). Инструментальными измерениями было установлено, что за 10 дней фундаменты по оси А просели на 61—92 см, а здание получило отклонение от вертикали в сторону этой оси на 122 см. Несмотря на значительный крен здания, разрушение несущих конструкций надземной части не было обнаружено. Это обстоятельство объясняется высокой жесткостью вследствие наличия поэтажных антисейсмических железобетонных поясов.
Вскрытием шурфов у наружных стен, а также осмотром технического подполья установлено наличие валов выпирания грунта вдоль продольных и поперечных стен, достигающих по высоте перекрытий, а в некоторых местах проломивших их. Давление на уровне подошвы фундаментов в момент аварии здания в среднем было равно 0,12 МПа.
В связи с тем что быстро приложенная внешняя нагрузка к основанию, сложенному грунтами с низкой фильтрационной способностью, вызвала в нем нестаби-лизированное состояние вследствие образования избыточного давления в поровой воде, угол внутреннего трения, в значительной степени определяющий несущую способность обычных грунтов основания, не реализуется. При этом учитывается только значение удельного сцепления грунта. В таком случае несущая способность Ф основания, определенная по формуле (69), составит — 0,13 МПа. Выражение (69), известное как формула Прандтля, позволяет достаточно точно оценить несущую способность такого рода основания.
При наличии в однородном и неоднородном заторфованных основаниях дренирующего слоя или дренирующей подушки под подошвой фундамента нестабилизиро-ванное состояние основания следует учитывать, определяя избыточное давление в поровой воде методами теории одномерной консолидации грунта: при отсутствии подушки — в сторону дренирующего подстилающего слоя, а при наличии подушки — в сторону ее подошвы.
103
2. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ
Вследствие повышенной деформируемости заторфованных оснований под воздействием внешней нагрузки от сооружения надежный прогноз деформаций зданий и сооружений в таких условиях приобретает первостепенное значение.
Расчет деформаций фундаментов, возводимых на заторфованных основаниях, во всех случаях производят исходя из условия
5 «$пр»
(71)
где S — величина совместной деформации основания и здания или сооружения, определяемая расчетом; Snp — предельно допустимая величина совместной деформации основания здания илн сооружения, принимаемая по СНиП П-15-74.
Расчет деформаций заторфованных оснований, как и расчет их несущей способности, производится на расчетные нагрузки и по расчетным значениям характеристик, непосредственно определенным в полевых или лабораторных условиях для грунтов природного сложения и статистически обработанным в соответствии с требованиями СНиП П-15-74 и СН 475-75. Для оснований, сложенных грунтами с примесью растительных (органических) остатков и слабозаторфованными (<?^0,25), указанные расчеты допускается производить с использованием нормативных значений характеристик грунтов, приведенных в табл. 15 и 16.
Таблица 15
Пески Обозначения характеристик Нормативные значения характеристик песчаных грунтов с примесью растительных остатков (0,03 0,1) при коэффици- енте пористости е, равном
0,65 0,75 0,85
Мелкие с”, МПа <рн, град £, МПа 0,01 30 20 0,008 28 15 0,006 26 10
Пылеватые сн, МПа Фн, град £, МПа 0,012 24 12 0,01 22 9 0,008 20 6
104
Таблица 16
Пределы нормативных значений показателя кон* систенцин грунтов I Обозначение характеристики Нормативные характеристики грунтов при коэффициенте пористости е, равном
0,65 0,75 0,85 0,95 1.05 1,15 1,25 1,35
0,05<7<0,1 0,1 «7 <0.,25
0</i.sS(X25 Е, МПа Ф, град с, МПа 13,5 21 0,029 12 21 0,033 11 20 0,037 10 16 0,С45 8,5 15 0,048 1 1 ОО 7 5,5
0.25</х’С&,5 Е, МПа Ф, град с, МПа И 21 0,021 10 21 0,022 8,5 20 0,024 7,5 17 0,031 7 17 0,033 6 16 0,036 5,5 15 0,039 5 13 0,042
0,5 C/lC 0,75 Е, МПа Ф, град с, МПа. 8,5 21 0,018 7 21 0,019 6,5 21 0,019 5,5 18 0,021 5 18 0,023 5 17 0,024 4,5 16 0,026 4 15 0,028
0,75 < Л 1 Е, МПа ф, град с, МПа *1 1 1 1 СП 4,5 4 8 0,015 3,5 18 0,016 3 18 0,017 3 17 0,018 —
Примечание. Показатели прочности грунта с е<0,85 получены статистической обработкой результатов испытаний по методике консолидированно-дренирован кого среза, а для грунта с е> 0,85 — по методике неконсолидиро-ванно-недренированного среза.
8
В тех случаях, когда в пределах сжимаемой толщи заторфованных оснований встречаются слои, прослойки или линзы погребенных торфов, нормативные значения их характеристик для ориентировочных расчетов могут быть приняты по табл. 17.
Таблица 17
Характеристики Числовые значения характеристик прн степени разложения R, %
20-30 31-40 41-60
Плотность р, т/м3 М 1,3 1,5
Удельный вес ув, Н/м3 1,4 1,8 2,2
Влажность IF 3 2 1,2
Коэффициент пористости е Угол внутреннего трения <р, 4,1 3,1 2,2
град 22 26 30
Удельное сцепление с, МПа 0,03 0,02 0,01
Модуль деформации Ео» МПа Коэффициент бокового давле- 1,5 3 5,5
ния Jj 0,24 0,28 0,32
Влажность торфа выражается не в процентах, как обычно, а отношением массы воды в единице объема к массе твердых частиц, содержащихся в том же объеме грунта.
При расчете конечных осадок фундаментов на заторфованных основаниях расчетную схему основания принимают в виде линейно-деформируемого полупространства с условным ограничением глубины сжимаемой толщи основания исходя из соотношения значений дополнительного давления от фундамента (по вертикали, проходящей через его центр) и природного давления на той же глубине ръ7/. Осадка основания может определяться по методу послойного суммирования осадок отдельных слоев в пределах сжимаемой толщи основания. При этом среднее давление на основание под подошвой фундамента от основного сочетания нагрузок нс должно превышать расчетного давления на основание /?, определяемого по формуле (17) СНиП II-15-74.
Коэффициент условий работы грунтового основания тп\ при определении расчетного давления R на заторфованное основание принимается по табл. 18.
106
Таблица 18
Грунт Значение коэффициента
Пески мелкие водонасыщеиные при степени заторфоваи-ности: 0,03 < (? 550,25 О2б «7 <0,4 0,85 0,8
Пески пылеватые водонасыщеиные при степени заторфованности: 0,03<<7^(W25 ОД5<^0,4 0,75 0,7
Глинистый при степени заторфованности 0,05 <0,25 с консистенцией: Л. <0,5 /ь>0,5 Глинистый при степени заторфованности 0,25<?<0,4 с консистенцией: /l>O,5 1,05 1 0,9 0,8
Для предварительного определения размеров фундамента на основании из заторфованных песчаных грунтов и окончательного для зданий и сооружений III и IV класса на заторфованных основаниях, сложенных горизонтальными, выдержанными по толщине слоями (уклон не более 0,1) заторфованных песчаных грунтов средней плотности, сжимаемость которых не увеличивается с глубиной в пределах двойной ширины наибольшего фундамента ниже проектной глубины его заложения, допускается пользоваться условными расчетными давлениями Rq по табл. 19.
В общем виде конечная осадка 3 заторфованного основания может быть представлена следующим выражением:
S==Sy + SM, (72)
где Sy — осадка при уплотнении под действием внешнего давления; Sm — осадка, вызванная минерализацией органических включений.
Полная осадка при уплотнении заторфованного основания I типа под действием внешнего давления при на-
107
Таблица 19
Грунт Значения /?0 при степени заторфованностн грунта, МПа
0,03 Cq «),1 0,1 <Q <0,25 0,35 < q <0,4
Пески мелкие:
маловлажные 0,25 0,16 0,09
очень влажные и насы- 0,15 0,1 0,07
щенные водой
Пески пылеватые:
маловлажные 0,15 0,12 0,08
очень влажные 0,1 0,18 0,06
насыщен1ные водой 0,08 0,06 0,0*Ф
Примечание. Значения условных расчетных давлений /?0 приведены при степени разложения растительных остатков 30%.
При степени разложения растительных остатков больше 30% значения условных расчетных давлений принимаются с коэффициентом 0,8.
личин параметров компрессионной кривой определяется по формуле
Лак 1 / 1 \
Sy= 2 ТТГ hl' (73)
“ 1 “Г ^0 \ л Pi + о /
где р{ — напряжение в Лтом слое; Лак — глубина сжимаемой толщи, определяемая из соотношения рд=0,1рв.
Для различных горизонтальных сечений величину сжимающих напряжений целесообразно определять по теории линейно-деформируемой среды.
Полная осадка при уплотнении неоднородного заторфованного основания II типа при наличии параметров компрессионных кривых толщи заторфованного грунта и подстилающего минерального слоя определяется по формуле *
Sy=2 TTV (с°- A^+B--Cqi~D)h‘+
a, In (Р,/Ряр)
+ 2 —<74> Лт
Второй член из этой формулы может быть представлен известным выражением для 5 из СНиП П-15-74.
108
Аналогично определяется полная осадка неоднородного заторфованного основания III типа.
Осадку водонасыщенного заторфованного основания вследствие минерализации органических включений при неизменном гидрогеологическом режиме можно не учитывать из-за длительности процесса минерализации во времени по сравнению со сроками службы сооружения.
В случаях когда заведомо известно, что уровень грунтовых вод по глубине заторфованного основания в период строительства или эксплуатации сооружений понизится, дополнительная осадка из-за минерализации органических включений должна быть учтена.
В. Г. Березанцев [72] считает, что осадка вследствие минерализации чрезвычайно велика и может привести к катастрофическим деформациям сооружений. В то же время В. И. Гусева [19] полагает, что она составляет всего 6,45%. от первоначальной пористости. Изменение коэффициента пористости Qpf во времени / при действии нагрузки р вследствие разложения органических остатков находится из выражения
п + 6,45
Qpt = 100—(п4-6,45) * (75>
где п — первоначальная пористость, %.
Этот поправочный коэффициент рекомендуется использовать в формулах для расчета осадок сооружений на основаниях, сложенных торфяными грунтами.
Ю. М. Абелев и В. И. Крутов [1], исследуя процесс формирования осадки насыпных грунтов из-за разложения органических включений (в большей степени бытовых), считают, что минеральными частицами замещается почти весь объем, занимаемый органическими веществами (75—100%):
П 0,01 борг
$м = П-----д—-h9 (76)
где 1) — поправочный коэффициент к величине осадки, равный 0,75—1; П—потери при прокаливании, %; борг— объемная масса скелета грунта с органическими включениями, г/см’; А — удельный вес грунта без органических включений, г/см’; h — толщина слоя насыпного грунта ниже подошвы фундамента, в котором наблюдается разложение органических веществ.
Авторы [1] рекомендуют формулу (76) использовать в грунтах, где содержание органических веществ не превышает 12%.
109
Автором установлено, что конечная осадка заторфо-ванной толщи, вызванная минерализацией растительных остатков в зоне аэрации Яаэр при понижении постоянного уровня грунтовых вод, определяется по формуле
5 2 г -h о
Л/
1 + ^о
n.+vgpra 1
(77)
Величина параметра В, характеризующего неполную минерализацию растительных остатков в заторфованном грунте, может быть принята равной для песчаных заторфованных грунтов — 0,3; для глинистых заторфованных грунтов: в аэробных условиях — 0,5, а в анаэробных условиях — 0,4.
Изменение во времени t объема минерализующейся части органических веществ Vмин равно:
где У°рг —начальный объем органических веществ; А и В — параметры кривой скорости минерализации.
Коэффициент пористости в момент t
п -f- А п л Ч" Умни
Ю0-(п~+А л) = 100 - (л + У^н) *
Тогда осадка самоуплотнения Л го слоя во времени St:
^аэр
1+*0
п0 ^мин ев~ юо(п,-у£ин)
(80)
Напряженно-деформированное состояние двухслойного основания при осесимметричной или полосовой нагрузке было предметом изучения К. Е. Егорова, О. Я. Шехтер, Р. М. Раппопорт, Б. М. Корсунского, Я. Д. Гильмана, К. Маргера, Д. М. Бурмистера, А. Джонсона, К. Пити, Ж. Манделя и др.
Б. И. Коганом [35] рассмотрено напряженно-деформированное состояние многослойного основания, состоящего из любого числа слоев, связанных между собой условиями непрерывности напряжений и перемещений, при произвольной осесимметричной загрузке интенсивностью q, МПа, и радиусом б, см. Слои характеризуются
НО
тремя параметрами: модулем упругости коэффициентом Пуассона pi и толщиной hi. Касательные напряже-
ния на поверхности многослойного основания равны нулю.
Схема двухслойного основания дана на рис. 33.
Начало системы координат в рассматриваемом решении расположено между слоями. Не приводя граничных условий между слоями и условий сопряжения составных слоев, приведем окончательные выражения, полученные Б. И. Коганом для перемещений?
первого слоя при
Рис. 33. Расчетная схема двухслойного основания
„ _ G+M р г h(kr) J, (fed)
1 2лб£, J kb
X { -2kh) (3 — 4)1! -\-2kz) + ML] e~kh —
-2M (2-2)ii + kz + kh) ekh)-e*z ([(1 + 2kh) X
X (3 — 4 Ц1 — 2kz) +A4L] ekh —
— 2L (2-2Ц1-kz — kh) e~kh)} dk-, (81)
второго слоя при z>0:
_ IkzMP f Jo (fer) Jj (fe&) e_кг v
4 2л«Е2 J kb ex
X { e“*h l(t-1) (3-4)i2 + 2z/i) (\-2kh)-— L (M — 1)1— e*" |.M (Z_—1) (3 — 4 ji2 4- 2kz) —
— (M— 1) (1— 2kh)}} dk. (82)
Здесь p — равнодействующая вертикальной погрузки (/7=/?лб2):
^2 (1 +Р1) . _ (3 — 4 р2) — m (3 — 4 Н 1)
£1(1+ Н«) * 3 — 4 + w
т (3-4М + I
I — т
(«4)
(85)
111
Д = 1 4-4AW-t-LAf — Le~2kh — Me~*-kh. (86)
В связи с тем, что вычислять перемещения по этим формулам довольно трудоемко, в работе .*[35] Б. И. Когана для первого слоя приводятся графики, с помощью которых можно определять максимальные вертикальные перемещения верхнего слоя.
Однако эти графики можно применять для двухслойных оснований с небольшим отношением модулей деформации составных слоев (£В/£Н^Ю), что часто встречается при проектировании дорожных одежд. При использовании в качестве основания системы «минеральный грунт — торф», «минеральный грунт — заторфованный грунт» с деформационными характеристиками £в=15-=-4-30 МПа, £н=0,24-1 МПа отношение m=EJEn достигнет 10—100. Автором совместно с Л. Ф. Сальниковым вместо сложных формул, полученных при строгом решении осесимметричной задачи, предложены графики, упрощающие вычисление деформаций двухслойного основания с большим отношением модуля деформации составных слоев /л, а также получена формула для определения осадки слабого подстилающего слоя в двухслойном основании.
Интегральные выражения в формулах (81) и (82) были представлены соответственно коэффициентами аь аг и а3. Некоторые значения аь аг и а3 приведены на графиках (рис. 34).* Максимальные перемещения при наличии этих графиков в зависимости от значений L, М, 6/Л определяются по формулам:
а) в верхнем (плотном) слое:
для сосредоточенной нагрузки
1П 2р(1-|ф ч = —i р hn
для равномерно распределенной нагрузки
(1) 2,62 (1-р?)
Ч ---------гт------- ai;
* hEi
б) в нижнем (слабом подстилающем) слое: для сосредоточенной нагрузки
ш(2) _ РО -Ьм-з) 1(3 —4Цг) а2 + о»].
wp
(87)
(88)
(89)
2 л Е2 h для равномерно распределенной нагрузки
1 12
^(2) _ Ч& (Н~Ш) 1(3 — 4р,2)(Х2 + а8]
4 ~ 2ЛЕ2
(90)
3. РАСЧЕТ ОСАДКИ ВО ВРЕМЕНИ
Нами уже отмечалось, что конечная стабилизирован-ная осадка зданий на заторфованных грунтах может достигать чрезвычайно больших значений. При этом
60 39 38 37 36
34
/3,3 73,74
72,96 /2,82 /2,66
72,5 72,34 /2,78 /2,02
/7,86 /7,7
7/,54 77,38
/7,22 77,06 10.9
0,9 0,7 0,5 03 0.1
Рис. 34. Графики для определения коэффициентов си, аг и а3
важно знать сроки, в которые происходит определенная осадка.
Расчет осадки во времени для водонасыщенных грунтов 'производится на основе теории фильтрационной кон
113
Солидации, получившей развитие в Трудах Н. М. Герсе-ванова, Д. Е. Полыпина, В. А.Флорина, Н. Н. Маслова, С. А. Роза, М. В. Малышева, В. Г. Булычева, Н. А. Цы-товича, Ю. К. Зарецкого, Н. Н. Ничипоровича, М. Н. Гольдштейна, М. Ю. Абелева и др.
Исследованиями М. Ю. Абелева и Н. А. Цытовича доказана применимость теории фильтрационной консолидации на первой стадии уплотнения глинистых, а также илистых и заторфованных грунтов. Впоследствии И. Е. Евгеньев доказал ее применимость и для торфов.
Для определения степени консолидации Qt водонасыщенного основания наиболее простое выражение имеется в случае одномерной задачи
+ ) <91' «II \ *7 у
Если ограничиться первым членом ряда в этом выражении, то получим:
i 7?(в2> \ т—1; 3; 5 /
Qt (I — е~а1). (93)
Соответственно осадка в момент времени t может быть приближенно вычислена по формуле
S, = S (1 - е“а'), (94)
где «S—конечная осадка, рассчитываемая методами послойного суммирования, мм; t — время с начала строительства, год; а — декремент затухания, 1/год.
Установлено, что эта формула хорошо соответствует третьей фазе развития осадок здания на графике. Однако при этом декремент затухания а может быть связан со скоростью максимальной осадки v, см/год, н конечной осадкой зависимостью
a v/S. (95)
Для графиков осадок здания на заторфованных основаниях значения а находятся в пределах 0,5—1. Некоторые значения декремента затухания и скорости осадок здания получены автором по результатам натурных наблюдений.
Таким образом, зная максимальную скорость осадки, установленную кратковременными натурными наблюдениями в процессе возведения здания, по формуле (94)
114
можно уточнить конечную осадку и осадку в любой момент времени.
ГЛАВА VII
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ НА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ
1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАЙ В ЗАТОРФОВАННЫХ ГРУНТАХ
Свайные фундаменты довольно хорошо зарекомендовали себя в заторфованных основаниях, когда устройство одиночных, ленточных или плитных фундаментов по каким-либо причинам оказалось невозможным.
Проектирование свайных фундаментов на заторфованных основаниях следует вести в соответствии с указаниями СНиП П-17-77 «Свайные фундаменты. Нормы проектирования».
Если грунтовые условия строительной площадки аналогичны условиям близко расположенной территории, для которой уже имеются достаточно подробные данные исследований, то допускается сокращение объема изысканий.
В частности, при наличии достаточного числа статических и динамических испытаний свай, а также если полученные данные свидетельствуют об удовлетворительной сходимости результатов тех и других видов испытаний, пробная забивка свай в аналогичных условиях может не производиться.
В случае, если заторфованные основания отличаются большой неоднородностью грунтов и не ясно выраженными их напластованиями, в проекте может быть предусмотрено, несмотря на наличие данных испытаний свай на аналогичной, близко расположенной территории, проведение контрольных статических испытаний.
Довольно часто на заторфованных основаниях используются составные сваи из отдельных элементов, стыкуемых между собой в процессе забивки. В условиях заторфованных оснований можно рекомендовать стык стаканного типа. В этом случае фундаменты должны быть запроектированы таким образом, чтобы стыки составных свай располагались на расстоянии не менее 3 м
115
от подошвы слоя торфа. Сваи, как правило, должны прорезать толщу заторфованного грунта или торфа и входить в минеральные грунты со степенью заторфованности <7^0,1 на глубину не менее 1 м.
Для фундаментов зданий и сооружений IV класса можно оставлять нижние концы свай в песчаных и глинистых грунтах со степенью заторфованности 0,1 ^0,25. Несущая способность свай в этом случае определяется по результатам их испытаний статической нагрузкой. При наличии слоя погребенного торфа толщиной более 0,3 м нижние концы свай должны быть заглублены не менее чем на 2 м ниже подошвы слоя торфа.
Если вблизи свайных фундаментов в процессе их возведения или эксплуатации предполагается вскрытие котлованов, траншей или устройство каких-либо подземных выработок, в которые возможно сползание грунтов, то свайные фундаменты должны рассчитываться по первому предельному состоянию как основания, ограниченные откосами.
Расчет несущей способности свай на заторфованных основаниях производится в соответствии со СНиП II-17-77, в которых нормативные сопротивления грунтов под нижними концами 7?н и по боковой поверхности fH забивных свай принимаются по специальным таблицам.
Для глинистых и песчаных грунтов со степенью заторфованности 0,05<<7^0,1 эти значения /?" и f“ принимаются с коэффициентом 0,8. Если в пределах длины свай залегают слои заторфованного грунта со степенью заторфованности <7 >0,25 <или торфа толщиной более 30 см, которые могут подвергаться уплотнению какими-либо внешними воздействиями (например, подсыпкой или намывом песка), то в этом;случае необходимо учитывать изменение величины, в отдельных случаях даже знака сопротивления грунта по боковой поверхности сваи в соответствии со СНиП П-17-77.
В этих случаях формула (7) СНиП П-17-77 будет иметь вид:
P = km [R*F+U (Sf7/z + 27”/n + 2f?/T)], (96)
где k — коэффициент однородности грунта, принимаемый равным 0,7; т — коэффициент условий работы, принимаемый равным 1м; F—площадь поперечного сечения сваи, м2; /? — нормативное сопротивление грунта под нижним концом сван, МПа, определяемое по СНиП П-17-77; f ” —нормативное сопротивление f-го слоя грунта на боковой поверхности сваи, МПа, определяемое
116
по СНиП П-17-77; Ц— толщина t-ro слоя грунта, м; f”— нормативное сопротивление слоя подсыпки, МПа, определяемое по СНиП II-17-77 с учетом действительных характеристик грунтов насыпного слоя по данным лабораторных испытаний отобранных образцов; /п — толщина слоя подсыпки, м; f J — нормативное сопротивление слоя торфа, принимаемое равным 0,005 МПа; /т— толщина слоя торфа, м; U — периметр сваи.
Если толщина слоя подсыпки не превышает 2 м, значения f п и f? в формуле (96) принимаются равными нулю. При толщине слоя подсыпки от 2 до 5 м значения f” и f ? для слоев грунта, залегающих выше наинизшего слоя торфа, принимаются со знаком минус и с коэффициентом 0,4, а значение f" —со знаком минус. При толщине слоя подсыпки более 5 м значения fj, f" и f" и для слоев, залегающих выше нижнего слоя торфа, принимаются со знаком минус.
При определении несущей способности свай по данным их статических и динамических испытаний в условиях площадки, спланированной подсыпкой песка и имеющей в пределах длины сваи слои торфа, необходимо учитывать возможность снижения несущей способности свай в процессе эксплуатации сооружения из-за развития так называемого отрицательного трения грунта по боковой поверхности сваи, возникающего вследствие сжатия торфа под действием песчаной подсыпки.
Под термином «отрицательное трение» понимают такое явление, когда по каким-либо причинам осадка грунта около сваи и соответственно скорость осадки сваи существенно больше осадки сваи и ее скорости под нагрузкой [44]. В это время происходит явление зависания окружающего грунта по поверхности сваи и к внешней нагрузке, приложенной к свае, прибавляется дополнительная. На основе лабораторных и полевых экспериментов Б. В. Бахолдин и В. И. Берман [7] пришли к выводу, что при малых осадках слабого грунта (например, под действием собственного веса недостаточно консолидированного грунта) силы отрицательного трения не могут проявиться.
Учет величины отрицательного трения производится только при устройстве песчаной подсыпки с толщиной слоя более 2 м на основе указаний СНиП II-17-77.
При толщине слоя подсыпки от 2 до 5 м формула (7) СНиП 11-17-77 для определения несущей способности
117
сваи по результатам статических испытаний будет иметь вид:
P — km (рн_ 2 0,4^ ^-20,4^ /zl-Sf?ZT), (97) где рн — нормативное сопротивление сваи, кН, определяемое по графикам зависимости осадки сваи от нагрузки в соответствии со СНиП П-17-77; — нормативное сопротивление слоев грунта,
МПа, залегающих выше нижнего слоя торфа, определяемое по СНиП П-17-77; 1ц—толщина слоев грунта, залегающих выше слоев торфа м; остальные обозначения те же, что и в формуле (96), при этом k=0,8.
Учет величины отрицательного трения при определении несущей способности свай по данным их динамических испытаний в указанных условиях производится согласно СНиП П-17-77.
При проектировании свайных фундаментов с высоким ростверком необходимо выполнить проверку общей устойчивости ствола сваи в пределах ее свободной длины. Если при этом с поверхности залегает слой весьма слабого грунта (торф, ил с модулем деформации по данным компрессионных испытаний менее 1 МПа), то толщина данного слоя включается в величину свободной длины сваи.
В зависимости от вида заделки головы сваи в ростверк в верхнем конце сваи может быть принята неподвижная шарнирная опора или жесткое защемление. Ствол сваи, находящийся в грунте на глубине 5 d (где d — сторона поперечного сечения сваи) от уровня поверхности грунта или от подошвы слоя весьма слабого грунта, если этот слой располагается с поверхности, считается жестко защемленным. Учет продольного изгиба свай, даже в пределах слабых слоев грунта, не расположенных с поверхности, не производится.
Наиболее существенным фактором, влияющим на несущую способность свай, оказались тиксотропные изменения, происходящие в грунте при забивке свай. Изучение физико-химических свойств грунтов Тюменской обл. показало, что для всех встречающихся здесь номенклатурных разновидностей грунтов характерны следующие общие особенности: большое содержание /пылеватых и глинистых фракций; высокая влажность (в 90% случаев коэффициент водонасыщения превышает 0,8); специфический состав обменных катионов (Na,+>Ca2+<Mg2+); кислая реакция грунтовых вод, обусловленная содержа-
118
Пием органических кислот — продуктов жйзпедеятеЛь* мости и распада болотной биосферы. Наличие таких характеристик предопределяет проявление тиксотропных изменений при забивке свай.
Тиксотропное разупрочнение грунта, например в районе г. Нижневартовска, происходящее при забивке свай в глинистые грунты пластичной консистенции с органическими веществами, вызывает отказы до 10 см и более на последнем метре погружения свай. Естественно, что при этом неверно оцениваются свойства грунтов и несущая способность свай, лишается смысла понятие «отказ при погружении свай», нарушается требование нормативного отдыха свай перед проведением испытаний.
Для выявления влияния тиксотропных свойств грунтов с органическими веществами на характер погружения и добивки свай после отдыха Г. Б.? Кульчицким [50] совместно с автором были собраны и проанализированы данные динамических испытаний свай, анализ которых позволил установить закономерную связь между временем отдыха свай и характером роста интенсивности отказов при добивке их. Для количественной оценки этой связи предложен показатель степени упрочнения грунта •вокруг сваи /у, равный отношению средних отказов свай при добивке из залогов в пять и три удара, т. е.
/У = Д5М3. (98)
В зависимости от значения показателя /у упрочнение грунта считается хорошим при /у<4, удовлетворительным при /^/у^2 и плохим при 1У>2.
Статистическая обработка показателей степени упрочнения грунта вокруг сваи с различной продолжительностью отдыха позволила установить, что для достижения хорошей степени упрочнения грунта вокруг свай продолжительность их отдыха должна составлять не менее 18 сут. Эту продолжительность отдыха предлагается считать оптимальной для свай, погружаемых в грунты Среднего Приобья.
Если испытания свай выполняются после отдыха, продолжительность которого не обеспечила достаточной степени упрочнения грунта, то расчет несущей способности свай по результатам динамических испытаний рекомендуется определять с учетом фактической величины степени упрочнения грунта.
При определении несущей способности свай по данным их забивки в тиксотропных грунтах Среднего При-
119
обья коэффициент условий работы tn по СНиП 11-17-77 рекомендуется принимать в зависимости от степени тиксотропного упрочнения грунта /у:
т 1 1,12 1,25
1у <1 1-?2 >2
2. РАСЧЕТ ОСАДОК СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ НА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ
Расчет свайных фундаментов на заторфованных основаниях по второй группе предельных состояний (по деформациям) является обязательным и производится с соблюдением условия
S 5пр, где S — величина деформации основания свайного фудамента с учетом действия отрицательных сил трения, определяемая расчетом по СНиП П-15-74; £пр — предельная величина деформаций свайного фундамента, ограниченная нормами, технологическими или архитектурно-строительными требованиями.
При расчете свайного фундамента из висячих свай по второму предельному состоянию границы условного фундамента, включающего грунт и сваи, следует определять, как правило, в соответствии со СНиП 11-17-77.
Размеры условного фундамента в плане находятся в предположении, что часть давления свайные фундаменты передают через боковые поверхности окружающему грунту. В случае вертикальных свай размеры подошвы условного фундамента определяются линиями пересечения наклонных плоскостей, проведенных под углом <рср/4, и горизонтальной плоскости, проходящей через острия свай.
Если же с поверхности залегает слой торфа, не подвергающийся уплотнению внешними нагрузками, то при определении границ условного фундамента наклонные линии, проведенные под углом ф"р/4 к вертикали, следует проводить от точек пересечения вертикальных линий, продолжающих грани ростверка, с нижней границей торфа до горизонтальной плоскости, проходящей через концы свай.
Для одиночных свай, а также свайных фундаментов в целом и их оснований должно выполняться условие
N^zP/kH, (99)
где W — расчетная нагрузка, кН, на одну сваю или свайный фун-
120
цамент в целом (либо его основание); Р — несущая способность, кН, сван или свайного фундамента в целом (либо его основания), определяемая расчетом.
При расчетах осадок свайных фундаментов на водонасыщенных заторфованных основаниях дополнительное давление pOz в грунте на глубине z от подошвы условного фундамента следует определять с учетом возможной незавершенной консолидации водонасыщенных заторфованных грунтов по'формуле
Ро2 = а (Р — ^аРб). (ЮО)
где а—коэффицент, учитывающий изменение по глубине дополнительного давления в грунте ро, принимаемый в соответствии с требованиями раздела «Расчет деформаций оснований* СНиП П-15-74; р — среднее фактическое давление на грунт под подошвой условного фундамента, МПа; рб — природное (бытовое) давление в грунте на уровне подошвы фундамента, МПа, от веса лежащих выше слоев грунта (до отметки природного рельефа), МПа; ш3 — коэффициент снижения бытового давления, учитывающий наличие остаточного давления в поровой воде и принимаемый равным 0,7.
Рис. 35. Границы условного фундамента при расчете осадок свайного фундамента в заторфованных грунтах
Границы условного фундамента при расчете осадок свайных фундаментов на заторфованных основаниях определяются следующим образом (рис. 35):
сверху — поверхностью планировки грунта;
снизу — плоскостью, проходящей через концы свай;
с боков — вертикальными плоскостями, отстоящими от наружных граней свай крайних рядов на расстоянии /о, которое определяется по формуле
Фер
/. = /Htg—E- (101)
4
(здесь /н — расстояние от уровня нейтральной плоскости до уровня конца свай; ф”р — средневзвешенное значение нормативного угла внутреннего трения грунта ниже уровня нейтральной плоскости).
Средневзвешенное значение нормативного угла ф”р определяется по формуле
Ф" 4 + ф£ Аг + + ф“ 1п
Ф?Р =----------------------------- (102)
121
где -ф", Фл—нормативные значения углов внутреннего трения отдельных слоев грунта толщиной соответственно /2» in.
В собственный вес условного фундамента при определении его осадки S включается вес свай и ростверка, а также вес грунта в объеме условного фундамента за вычетом объема свай и ростверка. Нейтральной плоскостью называется плоскость, проходящая на глубине, где осадка грунта в околосвайпом пространстве от действия внешней пригрузки р равна осадке свайного фундамента от расчетных нагрузок N. При отсутствии внешней пригрузки толщина слоя 1п принимается от отметки планировки.
3. ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ
При устройстве свайных фундаментов на заторфованных основаниях, перечисленных в гл. I, встречается ряд особенностей, учет которых необходим во избежание проявления деформаций, недопустимых для нормальной эксплуатации зданий.
В однородном заторфованном основании I типа свайные фундаменты допустимы только в том случае, если оно сложено минеральными грунтами с примесью растительных остатков (как разложившихся, так и нераз-ложившихся) и q<0,1. При прорезке слоев заторфованного грунта большой толщины рекомендуется для увеличения боковой поверхности свай применять сваи больших сечений или диаметром, так как несущая способность висячих свай в этих грунтах примерно на 80% определяется сопротивлением грунта по боковой поверхности. Вместе с тем здесь может быть устроен фундамент на естественном основании.
В грунтах с большой степенью заторфованности из-за их высокой сжимаемости несущая способность свай будет чрезвычайно низкой, поэтому использование их в качестве фундаментов зданий и сооружений нецелесообразно.
Применение штангового дизель-молота в заторфованных основаниях I и II типа осложняется тем, что дизель-молот не заводится после очередного удара. Приходится несколько раз сбрасывать ударную часть молота, пока механизм не заведется. Иногда здесь целесообразнее провести задавливание свай или использовать механический молот.
122
Наиболее приемлемыми для использования свай являются заторфованные основания II типа. Особенно они рациональны в случае, когда толща торфа или заторфованного грунта имеет высоту более 3 м, уровень грунтовых вод близок к дневной поверхности, а минеральный подстилающий слой представлен плотными моренными глинистыми грунтами или песками. Выторфовка верхнего слоя и замена его песком с целью устройства фундаментов на естественном основании являются весьма трудоемкими процессами по сравнению с устройством свайных фундаментов.
При горизонтальных воздействиях свая в этом случае работает как консоль, защемленная в минеральном грунте. Торф или заторфованный грунт вследствие повышенной деформативности перемещениям свай в горизонтальном направлении сопротивляется слабо.
Вместе с тем свайные фундаменты должны быть застрахованы от горизонтальных подвижек слоев торфа, прорезаемых сваями. В связи с этим производство земляных работ вблизи свайных фундаментов (разработка траншей, котлованов, устройство дорог, осушение грунта и т. п.) должно предшествовать работам по устройству фундаментов. При необходимости выполнения таких работ возле существующих фундаментов должны предусматриваться соответствующие крепления, гарантирующие невозможность сползания грунта. Н. Н. Морарескул [43] установил, что давление на боковую поверхность сваи при этом может составлять 0,008—0,05 МПа.
На строительных площадках, сложенных торфами, где работы по устройству дорог и проведению коммуникаций, связанные с разработкой траншей и котлованов вблизи проектируемого здания, планируются на период после постройки здания, а толщина верхного пласта торфа невелика, целесообразно производить выторфовку грунта в пределах пятна здания.
Заторфованное основание III типа при толщине верхнего минерального слоя менее 4—6 м также оказывается непригодным для свай, если слой погребенного торфа или заторфованного грунта сильно развит по глубине. Если толщина верхнего минерального слоя достаточно велика, то свайные фундаменты допускается использовать, но при этом, как советовал А. А. Ободовский [44], концы свай должны располагаться выше кровли погребенного торфа на расстоянии ft>26 (рис. 36,а). Другие
123
авторы [22] считают, что нс следует допускать проектирование свайных фундаментов с положением нижних концов свай выше кровли торфа, даже если слой, прикрывающий торф, является относительно мощным. На наш взгляд, решающим здесь должен быть расчет по деформациям, который сможет вынести окончательное решение о допустимости использования в этих грунтовых условиях свайных фундаментов.
В заторфованных основаниях IV—VI типа свайные фундаменты также вполне применимы, но чаще всего при условии прорезания сваями линз торфа или заторфо-
в) А
Рис. 36. Примеры устройства свайных фундаментов при наличии в основании погребенных торфов
ванного грунта с заглублением в относительно плотные минеральные грунты на глубину не менее 2 м (см. рис. 36,6).
Как правило, здания и сооружения на таких фундаментах не претерпевают больших осадок. Обычно осадки не превышают допустимых нормами величин. Однако в некоторых случаях некачественно выполненные изыскания не дают полного представления о характере расположения заторфованных линз в плане и по глубине основания. Тогда при забивке свай не исключена возможность заглубления их острия в толщу органо-минеральных грунтов, вследствие чего происходят большие по величине и длительные во времени деформации.
Такой случай приводится в работе А. Гордона и Л. Пильдеса [16]. В одном из районов массовой застройки Москвы был возведен 12-этажный крупнопанельный дом серии П-57 с конструктивной схемой в виде несущих поперечных стен. По материалам изысканий с поверхности здесь залегали насыпные грунты толщиной
124
3,5—4 м, которые подстилались аллювиальными отложениями— суглинками, торфом, сапропелями, обладающими очень низкой несущей способностью и высокой де-формативностью. Ниже, на глубине 10—18 м, располагалась мощная толща песков. Проектом было предусмотрено устройство свайного фундамента с длиной свай 12 м. В связи с различной глубиной залегания кровли песчаного слоя концы свай под частью рассматриваемого дома были заглублены в песок, а под другой частью вследствие плохой изученности площадки оказались в самой середине слоя сапропеля. Уже в процессе строительства стали проявляться неравномерные осадки здания в поперечном направлении. Например, по одной из осей через 2 мес. после начала строительства осадки составили
47 и 22 мм, что соответствует величине перекоса поперечника 0,002. В дальнейшем неравномерность осадок продолжала увеличиваться. Уточненные по мере нарастания осадок прогнозы показали, что разность деформации поперечника может достичь 0,012, что значительно превышает допускаемую СНиП. Неравномерные осадки вызвали скручивание здания и появление дополнительных значительных усилий во внутренних и наружных панелях, а также в узловых соединениях между панелями. Все это привело к решению задавить существующие сваи под частью здания, имеющей повышенные осадки, до опирания их концов на песчаные грунты, подстилающие толщу слабых грунтов (рис. 37).
Работы по усилению фундаментов этого здания выполнялись согласно мето
Рис. 37. Расположение фундаментов деформировавшегося дома в процессе их дополнительного задавливания
1 — песок; 2 — сапропель; 3 — торф;
4 — суглинки; 5 — торф; 6 — насыпь
126
ду, предложенному А. С. Строгановым мри полностью смонтированном здании. Расчетная нагрузка на сваю после ее задавливания составляла 80 кН. После проведения всех работ деформации здания прекратились и оно было принято в эксплуатацию. Из практики известны и другие случаи, когда попытка прорезать сваями толщу торфов не увенчалась успехом.
Например, при проектировании станции технического обслуживания автомобилей в г. Брянске под ее колоннами были предусмотрены свайные фундаменты. В инженерно-геологическом отношении площадка строительства характеризовалась следующим напластованием грунтов сверху вниз: нески средней крунности толщиной слоя 4— 7 м, заторфованный грунт толщиной слоя 2,5—3 м, пески мелкие и пылеватые ниже на всю разведанную бурением толщу. Грунтовые воды отсутствовали.
Согласно рабочим чертежам, длина свай сечением 35X35 см составляла 12 м. Забивка свай велась дизель-молотом.
Однако в процессе забивки ни одну сваю погрузить до проектной отметки не удалось несмотря на то, что внизу находился весьма слабый грунт. После того как свая была забита на глубину, не доходящую около 0,5 м до кровли заторфованного грунта, ее погружение прекращалось. После каждого удара она погружалась вместе с некоторым объемом окружающего грунта на величину упругой деформации слоя заторфованного грунта (см. рис. 36,в), а затем возвращалась в исходное положение. Энергия удара молота при этом поглощалась упругой деформацией погребенного заторфованного грунта и ее не хватало для преодоления трения по боковой поверхности между сваей и окружающим песчаным грунтом. После многочисленных ударов головы свай были разрушены и их пришлось срубить, несмотря на то что острие свай практически находилось на кровле заторфованного грунта.
В аналогичных инженерно-геологических условиях сваи лучше всего погружать в лидерные до подошвы торфа скважины или задавливать. Только таким образом можно исключить защемляющее действие сил трения по боковой поверхности сваи и одновременно избавиться от поглощающих энергию удара упругих деформаций погребенного заторфованного грунта.
126
ГЛАВА VIII
МЕТОДЫ УСТРОЙСТВА ФУНДАМЕНТОВ НА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ
1. РАЦИОНАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ СТРОИТЕЛЬСТВА
НА ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЯХ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
Обобщение отечественного и зарубежного опыта проектирования и устройства зданий и сооружений на заторфованных территориях, а также систематизация заключений и рекомендаций, данных автором для различных объектов Западной Сибири и Нечерноземной зоны РСФСР, позволили сформулировать ряд технологических и конструктивных мероприятий, способствующих снижению влияния неравномерных деформаций заторфованных оснований на эксплуатационную пригодность зданий и сооружений, построенных на этих основаниях.
В зависимости от типа заторфованного основания, степени заторфованности составляющих его слоев, глубины залегания и толщины этих слоев, а также конструктивных особенностей проектируемого здания или сооружения и предъявляемых к нему эксплуатационных требований должны предусматриваться различные варианты мероприятий.
1. Для заторфованного основания I типа (в зависимости от степени заторфованности грунта основания) — уплотнение основания временной или постоянной нагрузкой, в том ч'исле с дренажем с последующим устройством зданий (сооружений) на плитных фундаментах, монолитных или сборно-монолитных перекрестных лентах и т. п.; устройство песчаной «или гравийной (щебеночной) «подушки и т. п.
2. Для заторфованного основания II типа (в зависимости от степени заторфованности грунта основания и толщины слоя этого грунта) — прорезка (полная или частичная) слоя заторфованного грунта фундамента-ми, в том числе свайными; частичная или полная вытор-фовка заторфованного грунта с устройством фундаментов на песчаной или гравийной (щебеночной) подушке; предварительное уплотнение основания временной или постоянной нагрузкой, в том числе с дренажем.
3. Для заторфованного основания III типа (в зависимости от глубины залегания кровли слоя заторфованного грунта и степени его заторфованности) — уст
127
ройство зданий или сооружений на плитных фундаментах, перекрестных монолитных или сборно-монолитных лентах и т. п. с минимально допустимым их заглублением в слой минерального грунта и осуществлением конструктивных мероприятий по повышению пространственной жесткости здаиия или сооружения; устройство фундаментов зданий или сооружений иа предварительно уплотненной подсыпке из местного (незаторфованного) грунта.
4. Для заторфованного основания IV типа (в зависимости от расположения линз в пределах плана здания или сооружения, глубины залегания кровли и их толщины)—прорезка линз заторфованного грунта фундаментами, в том числе свайными, устройство зданий или сооружении на плитных фундаментах, монолитных или сборно-монолитных лентах с осуществлением конструктивных мероприятий по повышению пространственной жесткости здания; выторфовка линз с заменой местным (незаторфованным) грунтом; устройство фундаментов зданий или сооружений на 'предварительно уплотненной подсыпке из местного (незаторфованного) грунта.
5. Для заторфованного основания V типа (в зависимости от глубины залегания «ровли заторфованного грунта, толщины и степени его заторфованности) — прорезка слоя заторфованного грунта фундаментами, в том числе свайными; выторфовка слоя с заменой местным (незаторфованным) грунтом; устройство зданий или сооружений на плитных фундаментах, перекрестных монолитных или сборно-монолитных лентах m т. п. с минимально допустимым их заглублением в слой минерального грунта и с осуществлением конструктивных мероприятий по повышению пространственной жесткости здания или сооружения; устройство фундаментов зданий или сооружений на предварительно уплотненной посыпке из местного (незаторфованного) грунта.
6. Для заторфованного основания VI типа — частичная или полная выторфовка заторфованного грунта из линз с устройством фундаментов на песчаной «или гравийной (щебеночной) подушке; устройство фундаментов зданий или сооружений на предварительно уплотненной подсыпке из местного (незаторфованного) грунта; устройство плитных фундаментов, -монолитных или
128
сборно-монолитных лент с осуществлением конструктивных мероприятий по повышению пространственной жесткости здания или сооружения.
X КОНСТРУКТИВНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ, НАПРАВЛЕННЫЕ
НА СНИЖЕНИЕ ВЛИЯНИЯ НЕРАВНОМЕРНЫХ ОСАДОК ОСНОВАНИЯ НА ЭКСПЛУАТАЦИОННУЮ ПРИГОДНОСТЬ ЗДАНИЙ
И СООРУЖЕНИЙ
В соответствии со СНиП П-15-74 неравномерная осадка фундаментов зданий и сооружений, а следовательно и деформации несущих конструкций, могут характер изов аться:
относительной неравномерностью осадок фундаментов, т. е. разностью их вертикальных перемещений, отнесенной к расстоянию между ними;
креном фундамента или сооружения в целом, т. е. отношением разности осадок крайних точек фундамента к его ширине или длине;
относительным прогибом или выгибом (отношением стрелы прогиба или выгиба к длине однозначно изгибаемого участка здания или сооружения);
кривизной изгибаемого участка здания или сооружения;
относительным углохм закручивания здания или сооружения.
К конструктивным мероприятиям по уменьшению ожидаемых неравномерных осадок сооружений и чувствительности их конструкций к этим осадкам относятся: устройство фундаментов с различной глубиной заложения, при этом под подошвой остается сильносжи-маемый слой грунта одинаковой толщины;
применение более широких фундаментов с меньшим давлением по подошве, т. е. сплошные железобетонные плиты, перекрестные ленточные фундаменты, сборно-монолитные ленточные фундаменты;
устройство более глубоких подвалов в той части здания, осадка которой ожидается больше осадки соседних частей;
прорезка фундаментом слабых слоев грунта или устройство свайных фундаментов для передачи нагрузки от сооружения на подстилающие плотные грунты.
Конструкция фундаментов на заторфованном основании выбирается в зависимости от инженерно-геоло
129
гических и гидрогеологических условий площадки строительства, средней интенсивности давления по площади застройки и чувствительности конструкций зданий к неравномерным осадкам. Для зданий, в основании которых залегают слои или линзы погребенного торфа или заторфованного грунта, конструкцию фундаментов на естественном основании целесообразно принимать в зависимости от средней интенсивности давления здания по площади застройки рх. Конструкция фундамента определяется значением давления pf:
при Pi 0,075 МПа—ленточные фундаменты;
« 0,075 <7^^0,125 МПа — перекрестные ленточные фундаменты;
« 0^0,125 МПа — сплошные плитные фундаменты.
Не допускается использование отдельно стоящих и прерывистых ленточных фундаментов на естественном основании, включающем в пределах сжимаемой толщи слои или линзы погребенного торфа или заторфованного грунта.
Свайные фундаменты довольно успешно применяются на заторфованных основаниях, когда устройство ленточных перекрестных или плитных фундаментов по каким-либо причинам, в том числе из-за больших осадок фундаментов, оказывается невозможным. Способы устройства свайных фундаментов в таких условиях рассмотрены в гл. VII.
В тех случаях, когда расчет по второй группе предельных состояний показывает, что неравномерность осадок выше предельной по СНиП П-15-74, при проектировании предусматриваются специальные меры, обеспечивающие безопасную эксплуатацию зданий.
При выборе конструктивной схемы здания и фундаментов на естественном основании следует исходить из условия, что при повышении пространственной жесткости здания уменьшаются его неравномерные осадки и перераспределяются усилия, возникающие в отдельных элементах здания. Конструкции зданий с продольными несущими стенами из кирпича или из крупных панелей менее чувствительны к неравномерным осадкам оснований с наличием погребенных торфов, чем конструкции зданий с несущими поперечными стенами или продольными наружными несущими стенами и внутренним каркасом.
130
Разрезка здания специальным осадочным швом производится в местах резкой неоднородности грунтов основания с целью разделения его на отдельные жесткие блоки с одновременным сокращением длины изтибае-•мых участке® стены. Кроме того, швом разделяются участки здания, существенно различающиеся «по высоте, •сложные то конфигурации в плане, а также участки длиной более 90 м. Осадочный шов должен разрезать по вертикали «все здание вместе с фундаментами и иметь по всей высоте зазор, позволяющий блокам по обе стороны шва оседать неза®исимо.
Минимальную ширину осадочного шва, проходящего как вдоль, так «и поперек стены, в соответствии с предложением Б. И. Далматова рекомендуется определять по формуле
* = (tg«n-tg^), (103)
где h — расстояние от подошвы фундамента до высоты для которой определяется ширина зазора осадочного шва; tgan и tgcto — крен фундамента соответственно правой и левой части сооружения; kB — коэффициент, учитывающий неоднородность грунтов основания, равный 1,3—‘1,5.
Обычно ширина зазора составляет 2—4 см.
Осадочные швы наружных стен заполняются долговечным теплоизолирующим материалом (пенопластом, •минеральной ватой и г. п.).
Для (восприятия растягивающих усилий в конструкциях стен зданий при их неравномерной осадке (особенно при прогибе и выгибе) устраивается непрерывное армирование вдоль всех наружных и внутренних стен в виде сварной арматуры, железобетонных ил*и армо-каменных поясов.
Обычно предусматривают укладку арматуры в кирпичной кладке в утолщенных швах в уровнях -низа перекрытий (рис. 38), в углах здания и простенках. В крупнопанельных зданиях арматуру закладывают в верхней части панелей стен и концы ее соединяют сваркой или иным способом при монтаже здания. В крупноблочных зданиях горизонтальная арматура может быть заложена в блоки рядов перемычек и соединена на стыках с помощью сварки или уложена в уровне верха перекрытий. В армокаменные пояса обычно идет арма
131
тура диаметром 6—8 мм. При этом армируется три — шесть рядов кладки.
Сечение арматуры железобетонных поясов и размещение их в кладке фундаментов и стен назначается по конструктивным соображениям от 5 до 15 см2 в каждом поясе. Толщина пояса при однорядном расположении
Рис. 38. Укладка арматуры в кирпичной кладке
Рис. 39. Схема устройства железобетонных поясов о — в стенах; б — в фундаментах
арматуры обычно не менее высоты одного ряда кирпичной кладки, т. е. 75 мм, при двухрядном — не менее 150 мм. Ширина пояса при толщине стен менее 51 см равна ширине стены. При более толстых стенах железобетонный пояс укладывается на часть ширины стены (рис. 39). В пределах осадочных швов пояса разделяются на самостоятельные замкнутые конструкции.
Число арматурных поясов по высоте здания назначается также конструктивно. Их устанавливают на уровне цокольных, чердачных и междуэтажных перекрытий через этаж. При сборных фундаментах принято армированный пояс устраивать по первому ряду блоков. Кроме того, часто делается железобетонный пояс по верху фундаментов (см. рис. 39).
Приближенный расчет поясов может быть проведен по методике} Б. И. Далматова.
132
Пространственную жесткость зданий можно повысить также путем усиленной анкеровки и замоноличивания сборных и сборно-монолитных элементов, увеличением глубины заделки опор перемычек, прогонов и настилов.
Бели расстояние между проемами в стене здания менее половины высоты проемов, то целесообразно устройство общей перемычки под проемами.
Влияние воздействия деформаций основания на конструкции зданий и сооружений может быть существенно снижено, если на стадии проектирования будут учтены некоторые технологические мероприятия. Так, например, при проектировании зданий на заторфованных, медленно консолидирующихся грунтах можно регулировать темпы строительства. Но этому должно предшествовать тщательное исследование консолидационных свойств заторфованных грунтов основания с тем, чтобы иметь возможность надежно прогнозировать осадку сооружения или отдельных его частей во времени. Это становится особенно необходимым, если части здания или сооружения отличаются между собой высотой или нагрузками на грунты основания.
Неблагоприятное воздействие неравномерных осадок на работу надфундаментных конструкций можно в значительной степени устранить более поздним по сравнению с темпами монтажа замоноличиванием стыков сборных и сборно-монолитных конструкций, не препятствующим своевременному и безопасному проведению монтажных работ. Это мероприятие способствует уменьшению дополнительных усилий в конструкциях, возникающих вследствие неравномерных осадок оснований. Последовательность осуществления такого мероприятия должна найти отражение в проекте производства работ и обеспечивать его безопасность и устойчивость сооружения в период строительства.
При проектировании коммуникаций, подводимых к зданию, следует предусмотреть понижение отметок заложения сетей водопровода, теплофикации, газопровода, выпусков канализации и дренажа, а также гибкие вводы их в здание с той целью, чтобы после стабилизации осадок расположение вводов соответствовало понижению здания.
133
3. ПРЕДПОСТРОЕЧНОЕ УПЛОТНЕНИЕ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ ПОСТОЯННОЙ ИЛИ ВРЕМЕННОЙ ДРЕНИРУЮЩЕЙ НАГРУЗКОЙ
При предварительной нагрузке застраиваемой территории слоем дренирующего грунта (например, песка, намытого средствами гидромеханизации) или слоем недренирующего грунта (глинистыми грунтами), но с дренирующей прослойкой, достигается значительное улучшение строительных свойств заторфованных грунтов. На практике используется следующий прием. Территория нагружается слоем грунта, который создает давление на основание, равное или превышающее давление от проектируемого сооружения. После стабилизации осадок загруженного услоя избыточная высота на,сыпи срезается и на территории может вестись строительство сооружений. Осадка этих сооружений уже будет значительно меньше.
Пригрузка толщи слабых грунтов заболоченных или з: горфованных территорий слоем привозного грунта сопряжена с большими трудовыми затратами по его перевозке и уплотнению и, кроме того, длительна во вре-•сни. Обычно для этой цели требуется большое число автомашин, устройство ремонтной базы и сети временных дорог, а также наличие достаточного ‘количества рабочей силы. Стоимость 1 м3 такого привозного грунта в нефтепромысловых районах Западной Сибири достигает* 5—7 руб., в Севердвинске — около 2 руб.
В связи с тем что уплотнение привозного грунта практически производится только путем прохождения ’колесного автотранспорта, он при завершении отсыпки до проектной отметки остается в рыхлом состоянии. Всякое принудительное уплотнение его специальными механизмами (трамбовками, вибраторами, катками и
) не дает-необходимого эффекта, так как по подошве насыпного слоя располагается кровля сильносжимаемо-гс грунта. Однородного состояния по плотности в слое Насыньо.о грунта также достичь не удается.
Наиболее перспективным и эффективным в этих условиях становится .намыв грунта на непригодную для застройки территорию с помощью средств гидромеханизации. При наличии необходимых энергетических и водных ресурсов гидромеханизированный намыв позволяет объединить разработку, транспортирование и ук
134
ладку в единый технологический процесс. Стоимость намыва 1 м3 -грунта в Тюменской обл. составляет около 2 руб., в Белоруссии 0,8—1 руб.
Из опыта намыва грунта на заболоченные и пойменные участки в Москве, Киеве, Ленинграде, Белоруссии и других районах выявился ряд преимуществ этого метода. В намывной толще грунты обладают значительной плотностью. Так, в частности, модуль деформации намывных песков мелких и средней крупности составил 23—80 МПа, что позволило использовать их в качестве естественных оснований зданий и сооружений, осадки которых были минимальным^. Исследования 'изменения плотности намытых песчаных грунтов во времени иа ряде объектов в Киеве, выполненные С. А. Слюсаренко, Г П. Степаненко и М. А. Глотовой, свидетельствуют об интенсивном возрастании их модуля деформации. У песка средней крупности, намытого на аллювиальные пески, модуль деформации за год возрастал в 1,5—2,5 раза. По данным Н. С.Никифоровой, проводившей аналогичные исследования с намытыми мелкими и '.пылеватыми песками Тюменской обл., модуль деформации за 4 года с момента намыва увеличивался в 2 раза.
Производство работ по намыву на заболоченные и заторфованные территории в зимний период осложняется тем, что под намывной толщей оказывается промерзший слой водонасыщенного грунта. Он становится противофильтрационным экраном и препятствует процессу консолидации пригруженной заторфованной толщи. В районах, аналогичных по климатическим условиям Западной Сибири, это обстоятельство сдерживает возможность круглогодичного использования намыва.
В случаях когда песчаной насыпью пригружастся заторфованная территория, используемая впоследствии для ..жилищного или промышленного строительства, в определенных гидрогеологических условиях становится необходимым принимать меры для защиты зданий или сооружений от возможного торфяного пожара. С этой целью строительную (площадку разбивают на участки, разделенные прорезями в торфе, по глубине достигающими минерального дна болота. Прорези должны заполняться минеральным грунтом или той же торфяной массой, пропитанной химикатами, придающими ей несгораемость.
Освоение нефте- и газоносных районов Западной
135
Сибири вызывает необходимость строительства широкой сети автомобильных и железных дорог, соединяющих между собой как внутрипромысловые объекты, так и населенные пункты. Вместе с тем известно, что, например, основные месторождения нефти Тюменской обл. расположены в заторфованных обводненных территориях, где толщина слоя торфа составляет 3—4 м, а глубина воды (например, в оз. Самотлор) — около 2 м. При этом запасы местного минерального грунта в карьерах, необходимого для отсыпки земляного полотна дорог и площадок для установки бурового оборудования и механизмов, оказались чрезвычайно ограниченными. Кроме того, строительные свойства этого грунта были признаны невысокими из-за большого содержания пыле-ватых фракций. Стоимость завозимого в период летней навигации по р. Оби из других областей качественного песка составляет 8 руб. за 1 м3, а гравия— 15—17 руб. за 1 м3.
Анализ архивных материалов инженерно-геологических изысканий для средней части Тюменской обл. на глубину до 100 от позволил установить во всех точках исследуемого района под покровом торфа и слабых глинистых грунтов наличие на глубине 20 м и более слоев водонасыщенного теска мелкого, средней крупности, крупного и гравийно-галечниковых отложений толщиной от 5 до 40 м. Выходов на поверхность они не имеют, а открытая их разработка вследствие большого объема вскрышных работ, наличия мощных слоев торфа и высокого уровня грунтовых вод нецелесообразна ни по техническим, ни по экономическим соображениям. С учетом всех этих обстоятельств автором совместно с Б. С. Федоровым, Ю. К. Ивановым и Б. П. Кдплюком >[32] было предложено поднимать песчано-гравийные| материалы из глубокозалегающих слоев через скважину с помощью струйных аппаратов (тидроэлеваторов, эрлифтов и др.) с последующей подачей их в виде пульпы по пульпопроводам к месту устройства насыпи. При выборе струйного аппарата для обводненных территорий Тюменской обл. остановились на гидроэлеваторе (рис. 40), где для подъема пульпы из песчано-гравийного материала используется вода. Большими преимуществами гидроэлеватЬра являются простота конструкции, небольшая масса, отсутствие подвижных частей и возможность обеспечения большой скорости потока
136
(пульпы три выходе из пульпопровода, позволяющей транспортировать песчано-гравийные материалы от места добычи к месту укладки. Подъем пульпы струйными аппаратами в СССР практически осуществлен с различных глубин, исчисляемых сотнями метров..
Технология работ по устройству песчаных насыпей на заторфованных территориях состоит в следующем. На стадии изысканий определяются объемы насыпей, число разведочных окважин и расположение их на местности. Затем на основе материалов бурения разведочных сква-
137
жни и отбора образцов устанавливаются границы залегания продуктивных слоев песка, их гранулометрический состав, а также гидрологическая обстановка. На стадии проектирования определяются число эксплуатационных скважин, их расположение и объем добываемого материала, а также источники питания насосов. При этом проектируются трассы напорных трубопроводов и линий электропередач. В период подготовительных работ в соответствии с проектом пробуренная эксплуатационная скважина крепилась обсадными трубами 5, которые входят в продуктивный пласт на глубину не более % его толщины (рис. 41). Затем в скважину опускалась гидро-элеваторная установка 7, а на поверхности монтирова-
Рис. 41. Схема намыва насыпи «методом подъема песка гидроэлеватором из глубоких слоев через скважину
лась конструкция треног 4 с лебедкой для перемещения работающего гидроэлеватора «по глубине вырабатываемого пласта. Площадка обеспечивалась контрольной аппаратурой, электроэнергией, водозабором ), насосной установкой 2, напорным водоводом 3 и пульпопроводом 6.
После опрессовки напорного водовода и гидроэлева-ционной установки в систему подавалась вода. Пульпа транспортировалась на обвалованный и дренированный участок или на специальную карту намыва — склад 8.
В связи с извлечением определенного объема песчаногравийного материала из глубоко залегающего пласта на поверхности грунта возможно образование осадочной мульды. Размеры ее зависят от объема извлеченного ма
133
териала и глубины залегания продуктивного слоя. В результате на поверхности заторфованной территории по контуру скважины произойдет опускание торфяного слоя •и образование! локального водоема. В связи с этим отсыпаемая площадка должна располагаться в стороне от эксплуатационной скважины на расстоянии не менее глубины залегания продуктивного пласта. Иногда целесообразнее вести добычу с водной поверхности. Тогда влияние осадочной мульды исключается. По окончании работ гидроэлеватор, обсадные трубы, пульповод и водоводы демонтируются.
Предложенный способ в принципе применим в любом районе страны, если в нем установлено наличие слоев песчано-гравийного материала.
В целях экспериментальной проверки предлагаемого способа нами совместно с нефтегазодобывающим управлением «Нижневартовскнефть» в 1973—1974 гг. проведены опытные работы по добыче песка с глубин 25 и 95 м. Обе площадки были расположены на берегу оз. Самотлор
На первой площадке в 1973 г. был применен опытный образец гидроэлеватора с наибольшим размером в поперечнике, равным 490 мм, рассчитанный и сконструированный в НИИ оснований и подземных сооружений и изготовленный в ремонтно-механических мастерских НГДУ «Нижневартовскнефть». Его проектирование велось с учетом использования насоса подачей 300 м3/ч при напоре 36 ат. Расчетная высота подъема пульпы составила 57 м, скорость ее в пульповоде диаметром 168 см достигла 4 м/с.
На экспериментальной площадке пробурили скважину и произвели обсадку ее на глубину 22 м металлической трубой с внутренним диаметром 510 мм. Нижний конец ее находился в слое песка. Гироэлеватор опускали в обсадную трубу до контакта с грунтом в забое. Вода поступала по водоводу диаметром 76 мм. Для свободного опускания и подъема двухветвевой колонны труб с помощью передвижной буровой установки на выходе из скважины стальной водовод заменили гибким 20-метровым шлангом высокого давления. Воду подавали от действующей на нефтепромыслах системы поддержки пластового давления (ППД). Установленный на подводящем трубопроводе расходомер и манометр показали расход воды 150м3/ч при напоре 21 ат. В первоначальный период поток пульпы из пульпопровода выходил с высоким содержанием песчаных фракций (1:5). Затем установились
139
постоянные режим добычи и концентрация пульпы (1:7). Производительность установки по твердому материалу составила около 40 м3/ч. При трехсменной эксплуатации производительность гидроэлеватора составила 800 м3/сут. Основная часть этого эксперимента проводилась нами в зимний период при температуре —30, —40°С.
На второй опытной площадке летом 1974 г. была пробурена рабочая скважина на глубину 99 м от поверхности грунта. По окончании бурения скважина была обсажена колонной труб диаметром 426 мм на глубину 83 м. Подводящий напорный водовод имел длину 88 м и был смонтирован из труб диаметром 76 мм. Вода в водовод подавалась из системы ППД, в которой поддерживалось давление в пределах ПО ат. На подводящем водоводе были установлены две задвижки, одна из которых позволяла отключать водовод от системы ППД, а другая —
регулировать расход воды, которая поступала к гидроэлеватору. Гидроэлеватор для этой площадки был запроектирован в соответствии с новыми габаритами обсадной трубы. Горизонтальный участок пульповода длиной 62 м был смонтирован из бурильных труб диаметром 168 мм. Напорный водовод и пульповод были соединены с гидро-
элеватором с помощью гибких шлангов высокого давле
ния. Они обеспечивали возможность свободного' переме-
щения гидроэлеватора по вертикали на высоту до 15 м. Давление воды в системе повышалось ступенями, начиная
Рис. 42. Изменение концентрации песчаной пульпы в зависимости от давления в подводящем водоводе
с 20 ат. На каждой ступени производились замеры концентрации пульпы на выходе из пульповода.
Как показал эксперимент, наибольшая концентрация пульпы была достигнута при давлении воды в подводящем водоводе в пределах 32—33 ат. Повышение или понижение давления приводило к изменению концентрации пульпы (рис. 42). Поэтому дальнейшая добыча песка осуществлялась при давлении воды в подводящей системе 32—33 ат. Кон
центрация пульпы при этом составляла 1:5. Производительность гидроэлеватора при подъеме песка с 85—95 м составила 50 м3/ч при расходе воды через
140
насадку гидроэлеватора диаметром 30 мм примерно 240—250 м3/ч.
В процессе опыта были проведены исследования по определению оптимального расстояния между забоем скважины и всасывающим отверстием гидроэлеватора. С этой целью всасывающее отверстие устанавливалось на забой скважины, после чего гидроэлеватор поднимался ступенями на определенное расстояние над забоем. На каждой ступени производились замеры концентрации пульпы на выходе из пульпопровода, а давление в системе и расход воды поддерживались постоянными на протяжении всего опыта. Результаты замеров представлены в табл. 20.
Таблица 20
Расстояние,, см 10 20 30 40 50 60 80 100
Давление, ат 32 32 32 32 32 32 32 32 J
Отношение объема твердой массы к воде (Т/Ж) 1:6 1:5 1:6 1:5 1:5 1:6 1:7 1:10
Оптимальное расстояние между забоем скважины и всасывающим отверстием гидроэлеватора находится в пределах 20—50 см при глубине добычи 85—95 м и давлении воды в системе 32 ат. За 20 ч работы гидроэлеватор поднимает 1000 м3 песка. В ходе экспериментальных работ на торфяную залежь была намыта песчаная насыпь с высокой плотностью укладки. По расчетам треста «Тюменьдорстрой», стоимость 1 м3 песка, добытого с глубины и уложенного в насыпь по предлагаемому способу, с учетом капитальных затрат не превышает 2 руб. (по расценкам, действующим в Ханты-Мансийском национальном округе).
Вопрос о максимальном объеме добываемого песка из продуктивного пласта определенной толщины еще недостаточно изучен и требует экспериментальной проверки.
4. ПРЕДПОСТРОЕЧНОЕ СНИЖЕНИЕ ДЕФОРМИРУЕМОСТИ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ ВЕРТИКАЛЬНЫМИ ДРЕНАМИ
Основным недостатком метода предварительной нагрузки слабых водонасыщенных грунтов с толщиной
14!
слоя более 4—5 м является длительность процесса консолидации. Это объясняется тем, что слабые грунты обладают весьма невысокими фильтрационными свойствами. Следовательно, даже под нагрузкой отжатие воды из слоя происходит весьма медленно из-за протяженности пути ее фильтрации. Для ускорения процесса консолидации могут быть применены специальные вертикальные дрены (песчаные, бумажные или комбинированные).
Технология уплотнения грунтов временной нагрузкой с применением вертикальных песчаных дрен (рис. 43) заключается в следующем. Производится планировка площадки и устройство дренирующей подушки, толщи-
Рис. 43. Консолидация основания с вертикальными песчаными дренами / — пригрузочная насыпь; 2 —-дренирующий слой; 3 — направление фильтрации поровой воды; 4 — песчаная дрена; 5 — за-торфованный грунт; 6 — водоупор
на которой принимается 0,4—0,5 м. После разбивки точек расположения дрен в плане и проведения подготовительных работ производится устройство дрен. Для этой цели рекомендуется применять самоходную установку на базе экскаватора ВВПС 32/19 со стрелой длиной 12 м, на которую навешена обсадная труба с наголовником, приемным бункером и инвентарным башмаком. Диаметр обсадной трубы для устройства песчаных дрен назначается в зависимости от погружающего оборудования в пределах 0,4—0,5 м. Обсадная труба с закрытым инвентарным башмаком длиной до 12 м погружается в грунт на заданную глубину вибропогружателем с пружинной подвеской.
В погруженную на заданную глубину трубу через бункер производится загрузка песка-заполнителя с одновременно^ заливкой его водой и вибрированием трубы. После заполнения песком обсадная труба извлекается, оставляя в уплотненном грунте столб песка (дрену).
Объем песка, оставшегося на поверхности после извлечения трубы из грунта, не должен превышать 5 % объема дрены. Если объем оставшегося песка больше указанного, то в той же точке дрена устраивается пов
142
торно. Для устройства следующей дрены установка передвигается на следующую точку, и операция повторяется. Шаг дрен обычно составляет 1,5—2,5 м.
По окончании изготовления дрен на дренированной площади послойно выполняется насыпь для создания временной обжимающей нагрузки уплотняемого массива. Толщина слоев насыпи не должна превышать 1— 1,5 м. Временную насыпь допускается выполнять из любого грунта. В последующем его материал может использоваться при планировочных работах.
Производительность установки по изготовлению песчаных дрен может составить 30—60 дрен в смену в зависимости от грунтовых условий и применяемого оборудования. Стоимость изготовления одной дрены диаметром 426 мм и длиной 10 м составляет ориентировочно, по данным Е. В. Светинского, 10—20 руб.
Более детально требования по технологии изготовления песчаных дрен изложены в «Рекомендациях по предпостроечному уплотнению слабых грунтов временной нагрузкой с применением песчаных и бумажных дрен»» разработанных НИИ оснований и подземных сооружений им. Н. М. Герсеванова совместно с трестом «Оргтехстрой» Министерства строительства Латвийской ССР.
В Риге на основаниях, уплотненных с применением песчаных дрен, построены комплексы гражданских зданий и очистных сооружений. Консолидация дренированных оснований практически завершилась там за 3—4 мес.
В НИИ оснований и подземных сооружений автором совместно с Ю. К. Ивановым и В. М. Мамоновым предложен и апробирован в Западной Сибири принципиально новый способ устройства дрен в слабых водонасыщенных грунтах, в том числе заторфованных. Недостатком широко применяемых на практике методов является использование дефицитных обсадных труб. Для их погружения требуется тяжелое и энергоемкое оборудование, поскольку возникает необходимость преодоления значительных по величине сил трения грунта по боковой поверхности погружаемых обсадных труб. Вследствие этого ограничивается длина песчаных дрен (например, 5—10 м), снижается эффективность консолидации слабых грунтов и не достигается желаемое уплотнение большой толщи водонасыщенных грунтов. Кроме того,
143
при извлечении обсадных труб происходит заклинивание песка в них.
По новой технологии дрены изготовляются следу-ющим образом. На поверхности грунта устанавливается приемный бункер, в днище которого имеется отверстие для пропуска дренообразователя. В это отверстие на грунт устанавливается дренообразователь с закрытыми лопастями, бункер заполняется дренирующим материалом. Дренообразователь погружается в грунт с помощью штанг и вибропогружателя, и дренирующий материал самотеком заполняет образующуюся в грунте скважину. Дренирующий материал предохраняет стенки скважины от обрушения, исключая тем самым применение обсадных труб.
После погружения на проектную длину дренообразователь извлекается. В начальный момент подъема лопасти дренообразователя раскрываются, обеспечивая его беспрепятственное прохождение через дренирующий материал, заполнивший скважину.
При производстве работ целесообразно иметь дрено-образователи различных диаметров и при необходимости изменять диаметр устраиваемых дрен.
При применении вибропогружателей, например высокочастотных ВПП-2А или ВПП-4А, существенно упрощается проведение работ по устройству дрен. Вибрация придает водонасыщенной песчаной массе текучесть, в результате чего она с достаточной быстротой заполняет образовавшуюся в грунте полость. Извлечение штанги и дренообразователя с помощью вибратора также намного упрощается.
Известным недостатком технологии устройства цилиндрических вертикальных песчаных дрен является образование по их контуру уплотненной зоны слабого грунта с нарушенной структурой. Повышение диаметра дрены сопровождается утолщением уплотненной зоны. Однако устраивать в связи с этим дрены малого диаметра нецелесообразно, так как эффективность их работы значительно снижается, в чем достаточно полно убедились финские специалисты. Если раньше ими устраивались песчаные вертикальные дрены только диаметром 150 мм с шагом в 2,5 м, то теперь они делают в основном так называемые «русские» песчаные дрены диа-хметром 400 мм.
В связи изложенным автором было предложено дренировать строительные площадки дренами щелевого
114
типа, которые могут быть устроены по описанной выше новой технологии. В поперечном сечении такая щелевая дрена представляет собой эллипс или прямоугольник с отношением диаметров или сторон 1:3, 1:4 и т.п. Тогда вдоль удлиненной стороны дрены уплотнение грунта будет значительно меньше уплотнения вокруг цилиндрических дрен, и, следовательно, фильтрация влаги к дрене будет практически происходить без искусственных препятствий. Кроме того, при наличии удлиненной дрены в водонасыщенном грунте существенно сокращается путь фильтрации к ней влаги. Периметр щелевой дрены на 35—40 % больше периметра круглой дрены при одинаковых площадях, и, следовательно, снижаются сроки стабилизации грунтовых толщ застраиваемых территорий.
Новая технология устройства самоформирующихся вертикальных песчаных дрен универсальна, позволяет готовить дрены практически любого диаметра и любой формы поперечного сечения. При ее применении не требуется использования специального оборудования и исключается потребность в обсадных трубах. Опыты показали пригодность использования новой технологии в широком диапазоне слабых грунтов, в том числе заторфованных.
В районах, где отсутствуют пески, а также в целях уменьшения трудоемкости работ могут быть эффективно использованы бумажные дрены. Дрены из непроклеен-ного картона с поперечным сечением ЗХЮО мм и внутренними продольными каналами для фильтрации воды выпускаются сплошными лентами длиной 198 м, намотанными на барабан. Картон пропитан смолой для обеспечения прочности во влажном состоянии. Масса 1 м бумажной дрены составляет 200 г. Действие бумажных дрен основано на том же принципе, что и песчаных. Погружение дрен в грунт осуществляется с помощью самоходных станков на глубину до 20 м с шагом 0,6—1,2 м. Японская машиностроительная фирма «Като» выпускает два типа таких машин на гусеничном ходу. Производительность машины 300—400 дрен за 8 ч. По данным фирмы «Ка-то», эффект от действия 2—2,5 бумажных дрен эквивалентен действию одной песчаной дрены диаметром 426 мм.
Эти выводы подтверждаются исследованиями, проведенными в Прибалтике НИИ оснований и подземных сооружений. Стоимость устройства одной бумажной дре-
145
цы в 4 раза меньше стоимости устройства песчаной. При устройстве бумажных дрен, как и при устройстве песчаных, на уплотняемую площадку завозится или намывается грунт для создания временной или постоянной обжимающей нагрузки. Отсутствие отечественных бумажных дрен сдерживает применение этого эффективного способа предпостроечного уплотнения.
Недостатком бумажных дрен является возможность закупоривания продольных каналов растекающимся клеем в процессе их изготовления. Вследствие этого может произойти снижение эффективности действия дрены или полное исключение ее из работы.
Шведская фирма «Террафиго» рекомендует применять для дренирования площадок, сложенных слабыми водонасыщцнными грунтами, комбинированные дрены системы «Геодрейн» с пластмассовым (полиэтиленовым) сердечником, на котором выштамповаиа система продольных каналов для фильтрации воды, и замкнутой бумажной оболочкой вокруг него. Гибкие комбинированные дрены имеют поперечное сечение 100X4.5 мм и могут наматываться па барабан. Технология их погружения аналогична технологии погружения бумажных дрен.
По мнению фирмы «Террафиго», комбинированные дрены лишены недостатка, присущего бумажным дренам: продольные каналы в полиэтиленовом сердечнике всегда открыты для фильтрации воды по всей длине пути.
Финскими специалистами при участии автора была разработана методика экспериментальных исследований эффективности дрен различных конструкций при уплотнении водонасыщенных гумусированных грунтов. Конечной целью этих исследований являлось составление нормативного документа по рациональным методам стабилизации водонасыщсн-ных сильносжимасмых грунтов.
Для экспериментальных исследований был выделен опытный полигон в восточной части г. Хельсинки, обеспеченный комплексом приборов, где велись'систематические наблюдения в течение 1974—1977 гг. геотехнической лабораторией Технического исследовательского центра Финляндии в содружестве с Бюро общественных работ и Геотехническим бюро в г. Хельсинки.
Полигон был разделен на отдельные площадки, где испытывались различные методы стабилизации грунтов. 146
До начала работ на всех площадках были проведены детальные исследования свойств грунтов полевыми и лабораторными методами. В лаборатории исследования свойств грунтов проводились по обычной программе. В полевых условиях было проведено зондирование по применяемой в Финляндии методике, определено сопротивление грунтов сдвигу с помощью приборов лопастного сдвига и были замерены давления в поровой воде. В дополнение к этому на всех площадках было проведено так называемое пьезометрическое зондирование.
В результате исследований было установлено, что площадка сложена слоем молодой гумусированной глины морских отложений толщиной 7—9 м, подстилаемым слоями суглинка и песка. Уровень грунтовых вод расположен на глубине 0,9 м от дневной поверхности.
По результатам компрессионных испытаний образцов грунта в лабораторных условиях были определены коэффициенты консолидации в вертикальном и горизонтальном направлениях. Свойства глинистых грунтов на глубине 2—6 м весьма однородны. Как показали расчеты, а впоследствии и результаты натурных наблюдений, около 70% всей осадки происходило вследствие уплотнения именно этого слоя грунта. Средние значения коэффициента консолидации в вертикальном направлении были равны 0,ЗХЮ-8 м2/с, а в горизонтальном направлении — в 2—3 раза выше из-за наличия тонких прослоек супесей и песка. На каждой экспериментальной площадке полигона выполнялась только своя определенная функция.
Опытная площадка № 3. Здесь были использованы дрены системы «Геодрейн» с расстоянием между их центрами 1,6 м. Дрены устраивались с использованием защитной оболочки. В начальной стадии эксперимента было применено поверхностное вакуумирование. Поскольку вакуумирование по-настоящему реализовать не удалось, через 1,5 года после устройства дрен площадка была загружена песчаной насыпью.
Опытная площадка № 4. Дрены системы «Геодрейн» здесь также устраивались с применением защитной оболочки, но расстояние между их центрами было принято в 2 раза меньшим, чем на площадке № 3, и составило в среднем 0,8 м.
Опытная площадка № 5. Здесь дрены системы «Геодрейн» устраивались без применения защитной оболочки путем погружения стержня с наконечником, формировав
147
шим отверстие в грунте, в которое затем поступала дрена. Расстояние между центрами изготовленных дрен, как и на площадке № 3, было принято равным 1,6 м. После изготовления дрен площадка была загружена насыпью.
Опытная площадка №6. Дрены системы «Геодрейн'» погружались с помощью специального устройства, которое в меньшей степени уплотняло грунтвокруг дрен. Расстояние между центрами дрен было принято равным 1,6 м. После изготовления дрен была устроена пригрузоч-ная насыпь.
Опытная площадка № 7. На этой площадке дрены не устраивались, а загрузка осуществлялась с помощью насыпи, высота которой была -принята такой же, как и на других площадках. Результаты наблюдений за осадкой на этой площадке служили для сопоставления с результатами наблюдений за развитием осадки на других площадках.
Опытная площадка № 8. Здесь были устроены песчаные дрены диаметром 400 мм с расстоянием между их центрами около 2 м. Нагрузка осуществлялась, как и в предыдущих случаях, с помощью насыпи. На опытной площадке № 9 также были использованы песчаные дрены диаметром 400 мм, но расстояние между их центрами было уменьшено до 1,6 м. Высота пригрузочной насыпи соответствовала высоте насыпей на других площадках.
Опытная площадка № 10. На этой площадке были устроены песчаные дрены диаметром 150 мм с расстоянием между их центрами 1,1 м, а нагрузка осуществлялась с помощью таких же насыпей, как и на других площадках.
Осадки поверхности грунта замерялись с помощью осадочных марок и инклинометров, пропускавшихся в горизонтальные трубки, расположенные на поверхности грунта под подошвой насыпей. Распределение вертикальных деформаций замерялось с помощью специальных датчиков вертикальных перемещений, установленных на различной глубине в пределах уплотняемого массива грунта. Кроме этого, осуществлялась нивелировка марок, расположенных на поверхности насыпей. В процессе всего периода наблюдений осуществлялся контроль изменений давления в поровой воде.
Результаты наблюдений за развитием осадок во времени центральной части насыпей на опытных площадках № 4—7 приведены на рис. 44. Максимальная осадка насыпи, под которой были устроены дрены системы «Геодрейн»
148
с расстоянием между ними 0,8 м, составила 820 мм через 980 дней после начала отсыпки насыпи. Максимальная осадка насыпи, под которой были устроены дрены системы «Геодрейн» с 'расстоянием между ними 1,6 м, составила 650 мм. Каких-либо существенных различий в
Рис. 44.' Характер уплотнения во времени толщи грунтов экспериментальных площадок под нагрузкой
1 — без дрен; 2 и 3 — с вертикальными дренами соответственно системы «Геодрейи» и расстоянием между их осями /=1,6 м и вертикальными песчаными дренами с расстоянием между их осями /==0,6 м
эффективности таких дрен, устраиваемых как с помощью защитной оболочки, так и без нее, не отмечено. Таким образом было показано, что технология погружения дрен системы «Геодрейн» практически не влияет на консолидацию грунтов под действием нагрузки от насыпи.
Осадка насыпи на опытной площадке № 7, где уплотнение осуществлялось без использования вертикального дренажа, достигла за весь период опытных работ 460 мм.
Особый интерес представляют результаты проведенных экспериментальных работ по уплотнению грунтов с использованием вертикальных песчаных дрен, поскольку последние получили наибольшее распространение в СССР. Результаты наблюдений за уплотнением грунтов на площадках, где были использованы дрены диаметром 400 и 150 мм с различным расстоянием между ними, показали, что применение дрен диаметром 150 мм при расстоянии между их центрами 1,1 м дает такой же
Н9
эффект, как и применение песчаных дрен диаметром 400 мм при расстоянии между их центрами 1,6 м. При увеличении расстояния между дренами диаметром 400 мм до 2 м их эффективность снижается на 30—35%. Сопоставление результатов уплотнения грунта при применении дрен системы «Геодрейн» и песчаных дрен показывает, что при использовании дрен системы «Геодрейн» с расстоянием между ними 0,8 м получен такой же эффект, как при использовании песчаных дрен диаметром 400 мм с расстоянием между ними 1,6 м (табл. 21).
Таблица 21
Период уплотнения грунта, сут Степень консолидации. %, при уплотнении грунта
дренами системы «Геодрейн» с шагом, м песчаными дренами диаметром, м без дрен
0,8 1.6 400 (1.6 ) 400 (2 )
100 51 41 51 33 23
2СЮ 71 52 65 44 32
400 90 70 87 59 46
600 98 76 95 66 56
Примечание. В скобках указано расстояние между дренами.
В связи с тем что применение бумажных и комбинированных дрен в отечественнохм строительстве связано с длительным /процессом налаживания их промышленного производства, а также выпуском дренопогружающих механизмов, представляется ^целесообразным продолжать разработку более эффективной и менее трудоемкой технологии изготовления песчаных вертикальных дрен, которые хорошо себя зарекомендовали в отечественной практике строительства, а также при сравнении с дренажи системы «Геодрейн».
При небольших толщах (3—5 м) водонасыщенных слабых грунтов, а также в случаях устройства сооружений, занимающих в плане большие площадки, экономически выгодно вертикальные дрены делать в виде продольных прорезей, заполняемых песком. Над дренирующими прорезями отсыпается горизонтальная дренирующая подушка. Ширина прорези составляет 60—80 см. Устраивать их можно обычными землеройными машинами или цепными многоковшовыми и скребковыми
150
траншейными экскаваторами. Дренажные прорези экономично и целесообразно использовать в тех районах, где дренирующий материал (песок, шлак) имеет низкую стоимость.
Уплотнять заторфованные грунты можно и известковыми сваями. Сущность уплотнения водонасыщенных слабых грунтов известковыми сваями заключается в следующем. В грунте устраиваются скважины диаметром 25—40 см п заполняются негашеной комовой известью, которая гасится при взаимодействии с поровой водой. Увеличиваясь в объеме при гашении на20—25%, а также взаимодействуя с окружающим грунтом, известь создает вокруг скважины цилиндр упрочненного грунта, прочность которого уменьшается с удалением от центра сваи. Известковые сваи повышают прочность грунта и уменьшают его сжимаемость.
В сложных гидрогеологических условиях одним из эффективнейших способов уплотнения слабых водонасыщенных грунтов может явиться постоянное или временное водопонижение. Оно может осуществляться с помощью водопонижающих скважин, оборудованных глубинными насосами, легких иглофильтровых установок или эжекторных иглофильтров. Для увеличения водоотдачи при осушении слабых водонасыщенных грунтов применяют вакуумирование и электроосушение.
При понижении уровня грунтовых вод снимается взвешивающее влияние воды на грунт, и последний под действием собственного веса дополнительно самоуплотняется. Водопонижение может быть предусмотрено еще в проекте. В зависимости от необходимой глубины его уровня, вида грунта основания п его фильтрационных свойств используется соответствующее оборудование.
5. ПРЕДЭКСПЛУАТАЦИОННОЕ УПЛОТНЕНИЕ ЗАТОРФОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ И ОГРАНИЧЕНИЕ ИХ ДЕФОРМАЦИЙ
Выявленное экспериментальными исследованиями соотношение между упругими и остаточными деформациями в заторфованных грунтах при циклическом загру-жении открывает широкие перспективы их предпостроеч-ного уплотнения. Площадки, отведенные под строительство и имеющие по глубине слои и прослойки заторфованных грунтов или погребенных торфов, а также сложенные на всю глубину сжимаемой толщи заторфован-
151
ными грунтами, могут уплотняться в предпостроечный период путем устройства временных пригрузочных насыпей из дренирующего материала. Не исключено и формирование пригрузки из строительных материалов или конструкций с обязательным устройством горизонтального фильтрующего слоя. По всей вероятности, особенного различия в методах предпостроечного уплотнения заторфованных оснований по сравнению с уплотнением оснований, сложенных слабыми водонасыщенными глинистыми грунтами, нет. Разница состоит лишь в скорости стабилизации этих оснований. Вместе с тем целесообразно отметить и то обстоятельство, что не во всех регионах проведение такого рода предпостроечного уплотнения возможно. Так, в частности, на стройках Среднего Приобья, удаленных от транспортных артерий и окруженных на многие сотни километров заболоченными территориями, хорошо фильтрующие песчаные грунты для формирования пригрузочных насыпей отсутствуют. Стоимость привозного песка крупного и гравелистого достигает 17 руб. за 1 м3. Завоз его в район строительства может быть осуществлен только по рекам в короткую летнюю навигацию до временной пристани, а от нее ур строительной площадки — по намороженным на болотах дорогам (зимникам) только в зимнее время. В то же время в районах Нечерноземной зоны РСФСР для предпостроечного уплотнения оснований пригрузкой практически ограничений не имеется.
По мнению автора, способность заторфованных грунтов интенсивно уплотняться под действием циклической нагрузки может быть наиболее эффективно использована в нефтепромысловых районах Западной Сибири при устройстве нефтяных резервуаров. В настоящее время строительство многочисленных резервуарных парков сдерживается отсутствием пригодных для этого в инженерно-геологическом отношении площадок. В большинстве случаев, учитывая наличие в основании резервуаров сильносжимаемых заторфованных грунтов и обусловленную ими значительную осадку, прибегают к устройству трудоемких и дорогостоящих свайных фундаментов. Если расчетные осадки основания не превышают предельно допустимых, то ограничиваются только подсыпкой песчаной подушки.
Согласно СНиП на производство работ по устройству стальных цилиндрических резервуаров (СНиП III-18-75) они испытываются на прочность и устойчивость
152
путем залива воды на полную высоту, а также создания соответствующего избыточного давления и вакуума в течение не менее 24 ч. На практике это испытание продолжается 2—3 сут. По мнению автора, необходимо в этот период совместить две операции:
проверку прочности, устойчивости и герметичности сварных стальных резервуаров;
предэксплуатационное уплотнение заторфованного основания.
Первая операция осуществляется в соответствии с действующими нормативными документами. Необходимость проведения второй операции должна быть определена расчетом. Так, в частности, если основание резервуара па глубину, равную его диаметру, сложено затор-фованными грунтами или включает отдельные слои или линзы, то в случае превышения расчетных осадок над предельными оно может быть уплотнено двухкратной загрузкой резервуара по специальной методике.
Сущность методики для предэксплуатационного уплотнения заторфованных оснований резервуаров состоит в следующем.
Загружение резервуара водой должно быть осуществлено в течение 5 сут при давлении на дно резервуара 0,02 МПа или 20 %-пой проектной нагрузки. После этого также в течение 5 сут проводится выдержка основания под проектной нагрузкой.
В течение всего этого периода ведется геодезическое наблюдение за осадками резервуара по его контуру от постоянного репера, установленного на площадке резервуарного парка. Патрубки, врезанные в корпус для подсоединения приемно-раздаточных технологических трубопроводов, во время испытаний должны быть надежно заглушены.
После слива воды проводится второй цикл загружения резервуара с интенсивностью и выдержкой, аналогичными при первом цикле.
Для предварительных расчетов осадок резервуаров с некоторым запасом значения модулей деформации его основания могут быть рассчитаны по формуле
Ey = *i^E0, (104)
где Еу — модуль деформации уплотненного проектной нагрузкой основания, МПа; kx и k2— повышающий коэффициент соответственного после 1-го и 2-го циклов загружения; &i=2,5; fc2=l,5; Еп —природное значение модуля деформации заторфованного основания.
153
В результате двух циклов загружения и выдержки резервуара под проектной нагрузкой значительная часть остаточной осадки основания будет выбрана, и поэтому его дальнейшая осадка под рабочей нагрузкой не превысит предельного значения. Поэтому можно приступить к монтажу задвижки на приемо-раздаточных технологических трубопроводах и присоединить их к патрубкам в корпусе резервуара.
При использовании прсдэксплуатационного уплотнения заторфованного основания в некоторых случаях можно обойтись без устройства резервуаров на дорогостоящих свайных фундаментах.
Одним из эффективных приемов, уменьшающих осадки заторфованного основания, является ограничение бокового расширения грунта. Экспериментальные исследования закономерностей распределения деформации по глубине заторфованного основания свидетельствуют о том, что в верхней зоне основания, равной по глубине 30—60 % ширины или диаметра фундамента, происходят самые существенные перемещения грунта. Эти выводы не расходятся и с установленным опытами характером распределения напряжений по глубине заторфо-ванпого основания. Вполне возможно, что значительные боковые перемещения грунта в верхней зоне основания обусловливаются также небольшим природным давлением.
Для ограничения боковых перемещений водонасыщенного пластичного заторфованного грунта в основании резервуаров автором было предложено устраивать по периметру резервуара на расстоянии 25—35 см от его кромки одно' или двухрядную стенку из железобетонных свай, верхняя часть которых объединена непрерывным монолитным железобетонным ростверком. В верхней части основания, ограниченного свайной стенкой, устраивается фильтрующая песчаная подушка толщиной около 1 м. Тогда работа основания цилиндрического резервуара будет подобна работе перфорированного поршня в компрессионном приборе и осадка его будет существенно ниже.
Первые четыре цилиндрических стальных резервуара вместимостью 5000 м3 на основаниях компрессионного типа были устроены и испытаны в районе Самотлорского месторождения нефти при активном участии производственно-технической фирмы «Сиборгазстрой» и 154
треста «Самотлорнефтепромстрой» Главтюменнефтегаз-строя.
По проекту эти резервуары должны быть устроены на свайных фундаментах, причем под один резервуар РВС-5000 должно быть забито 416 железобетонных свай длиной 12 м, сечением 30x30 см. По верху ряды свай объединяются монолитным ростверком, на который предусматривалась сплошная укладка дорожных железобетонных плит. Вместо этого сложного решения было забито свайное кольцо из 83 железобетонных свай длиной 6 м каждая и устроен один непрерывный монолитный ростверк. По верху песчаных подушек был устроен гидрофобный слой.
Исследования деформаций оснований резервуаров, выполненные Р. А. Усмановым под руководством автора, показали, что основные перемещения грунта произошли в зоне, равной по глубине половине радиуса свайного кольца. Абсолютные значения их не превосходили предельно допустимых. Совершенно очевидно, что свайное кольцо по контуру резервуара может быть изготовлено по известной технологии «стена в грунте».
6. ЧАСТИЧНАЯ ИЛИ ПОЛНАЯ ВЫТОРФОВКА.
ПЕСЧАНЫЕ ПОДУШКИ
Строительство на заторфованной территории может вестись как с полной, так и с частичной выторфовкой. Полная выторфовка становится возможной при небольших толщинах торфяной залежи (до 3 м), низком горизонте грунтовых вод и наличии дешевого песчаного грунта, необходимого для обратной засыпки.
Имеются случаи, например, при строительстве ряда промышленных сооружений в г. Череповце, когда полная выторфовка велась при высоте слоя 4—5 м. При этом очень остро встает вопрос об утилизации огромной массы торфяного грунта, способного к самовозгоранию при длительном хранении в отвалах.
Частичная выторфовка на большой территории могла бы оказаться более экономичной из-за меньшей потребности в дренирующем материале. Но необходимость привлечения техники для выторфовки верхней части слоя и осуществления последующего замыва или засыпки территории минеральным грунтом делает эту работу чрезвычайно трудоемкой. Поэтому частичная выторфовка применяется редко.
155
Песчаные подушки целесообразно использовать для полной или частичной замены слоя сильносжимаемого слабого грунта. Наличие подушек способствует уменьшению и выравниванию осадок зданий и сооружений.
Если толщина слоя слабого грунта под подошвой фундамента не превышает 3 м, то его целесообразно или прорезать непосредственно фундаментом до более прочного подстилающего слоя, или изъятый грунт заменять песчаной подушкой. В тех случаях, когда толща слабого водонасыщенного грунта оказывается значительно более 3 м, прорезка ее фундаментом или полная замена подушкой становится не экономичной. Тогда прибегают лишь к частичной замене слабого грунта под подошвой фундамента.
При устройстве песчаных подушек благодаря их дренирующей способности ускоряется процесс консолидации залегающих ниже слабых водонасыщенных грунтов. Подушки устраиваются из песков крупных и средней крупности. Допускается применение гравия или естественной песчано-гравийной смеси.
Песок в подушку укладывается слоями по 0,15—0,2 м и при оптимальной влажности уплотняется трамбованием, укатыванием или вибрационными плитами до заданной плотности, но не менее объемной массы скелета грунта, равной 1,6 г/см3. Для получения более равномерной осадки песчаную подушку лучше всего устраивать под всем зданием или сооружением.
Устройство песчаной подушки не рекомендуется:
при возможной суффозии (вымывании) песка из подушки или заилении ее, после чего она может превратиться в обычную пучииисгую прослойку;
при наличии напорного горизонта воды, проходящего через песчаную подушку, и заложении подошвы фундамента выше расчетной глубины промерзания грунта, что может привести к пучению песчаной подушки из-за воздействия напорных грунтовых вод.
Устройство песчаной подушки в зимнее время также не рекомендуется. Вследствие неправильного ведения зимой работ по устройству песчаной подушки толщиной 2 м, подстилаемой мягкопластичным глинистым грунтом произошла авария 3-этажного панельного здания в г. Мурманске [2]. Исследование грунтов основания после аварии показало, что песок укладывался во время снегопадов слоями толщиной по 40 см без уплотнения. В результате даже после разработки шурфов в июле в пес
156
чаной подушке между слоями песка находились прослойки и линзы снега и льда толщиной до 4 см каждая. Причиной аварии здания явилось постепенное оттаивание снега и льда.
Неправильный выбор высоты песчаной подушки мо жет привести к серьезным деформациям зданий и соору’ жений.
Толщина песчаной подушки h может быть подобрана из условия:
Poz +
(Ю5)
где Рох — дополнительное давление на кровлю слабого подстилаю* щего грунта; рбг — давление от собственного веса грунта на кровлю слабого слоя; Rz — расчетное давление на кровлю слабого слоя, вычисленное в соответствии со СНиП II-15-74 для условного фундамента шириной bZt равной
ьг= У?г + а2 — а-
(106)
При этом
где р— нагрузка, передаваемая на основание проектируемым фундаментом; / и Ь — соответственно длина и ширина проектируемого фундамента.
Для определения необходимой ширины песчаной подушки и соответственно размера котлована можно пользоваться формулой
В = Ь + 2 h ctg а,
(Ю8)
где а — угол распределения давления в песке, равный 30—45°.
Б. И. Далматов считает целесообразным принимать ширину подушек, исходя из условия ограничения их бокового расширения. На этой основе им предложен приближенный метод назначения необходимой ширины песчаной подушки в условиях плоской задачи. Методика расчета песчаных подушек в торфяных грунтах с учетом боковых сопротивлений торфа и прочностных свойств материала подушки разработана Н. Н. Морарескулом, А. Ф. Чички-ным и др.
Устройство песчаных подушек относится к скрытым работам и подлежит актированию.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абелев Ю. М., Крутов В. И. Возведение зданий и сооружений на насыпных грунтах. М., Госстройиздат, 1962.
2. Абелев М. Ю. Слабые водонасыщенные глинистые грунты как основания сооружений. М., Стройиздат, 1973.
3. Агишев И. А. Зависимость между пористостью и модулем деформации, установленная полевыми испытаниями глинистых грунтов. — Науч.-техн. бюл. «Основания и фундаменты». М., Стройиздат, 1957, № 20.
4. Амарян Л. С. Прочность и деформируемость торфяных грунтов. М., Недра, 1969.
5. Амарян Л. С., Кукушкин В. А. Полевые исследования процесса консолидации торфяных грунтов под насыпными площадками нефтепромысловых объектов.— В кн.: Материалы к I Всесоюз. конф. «Строительство на торфяных грунтах», ч. I. Калинин, 1972.
6. Баранов А. Г., Красильникова М. П. Особенности лабораторного исследования физико-механических свойств погребенных торфов. — В кн.: Тез. докл. II Республиканского совещания «Совершенствование методов лабораторных исследований грунтов при инженерных изысканиях для строительства». М., 1977.
7. Бахолдин Б. В., Берман В. И. Исследование сил отрицательного трения на боковой поверхности свай и предложения по их учету. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1974, № 4.
8. Васильевский В. Е. Строительство на сильносжимаемых грунтах в г. Киеве. — В кн.: Материалы Всесоюз. совещ. по строит. «Слабые глинистые грунты». Таллин, 1975.
9. Васильев Б. Д. Возведение капитальных зданий на сильносжимаемых основаниях. Л. —М., Стройиздат, 1952.
10. Васечко А. В. Аварии и деформации зданий, возведенных на неоднородных грунтах. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1973, № 5.
11. Веригин Н. Н. Консолидация грунта под гибким штампом.— Основания, фундаменты и механика грунтов, 1961, № 5.
12. Винокуров Ф. П., Тетеркин А. Е., Питерман М. А. Строительные свойства торфяных грунтов. Минск, изд. АН БССР, 1962.
13. Воларович М. П., Чураев Н. В. Современное состояние и методы физики и физико-химии торфа. — В сб. материалов Международного конгресса по торфу. Л., изд. Госстроя ЭССР, 1963.
14. Гольдштейн М. Н. О прочности глинистых грунтов. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1961, № 3.
15. Гольдштейн М. И. Физико-механические свойства грунтов. Лекции по механике грунтов. Днепропетровск, изд. ДИИТ, 1956.
16. Гордон А., Пильдес Л. Эффективный метод усиления свайных фундаментов. — Строительство и архитектура Москвы, 1976, № 9.
17. Горовая Т. Н. К расчету взаимовлияния фундаментов на сильносжимаемом основании. — В кн.: Тез. докл. на Всесоюз. науч.-техн. совещ. «Строительство на слабых водонасыщенных грунтах». Одесса, 1975.
18. Гуменский Б. М. Основы физико-химии глинистых грунтов и их использование в строительстве. Л.—М., Стройиздат, 1965.
19. Гусева В. И. Об использовании торфянистых грунтов Западной Сибири в качестве естественных оснований. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1966, № 4.
158
20. Далматов Б. И. Строительство зданий на участках с за-торфованным прослойком. — Строительство Ленинграда, 11941, № 2.
21. Далматов Б. И., До Банг. Определение характеристик де-формативности глинистого грунта во времени. «Механика грунтов, основания и фундаменты». — В кн.: Тез. докл. на XXVI научн. конф. ЛИСИ. Л., 1968.
22. Далматов Б. И., Лапшин Ф. К., Россихин Ю. В. Проектирование свайных фундаментов в условиях слабых грунтов. Л., Стройиздат, 1975.
23. Дрозд П. А. Прочность и оптимальная высота песчаных насыпей на торфе при статических нагрузках. — В кн.: Осушение и использование торфяно-болотных почв. Минск, изд. БелНЙИ мелиорации и водного хозяйства, 1963.
24. Зарецкий Ю. К. Теория консолидации грунтов. М., Наука, 1967.
25. Зарецкий Ю. К. -Вопросы консолидации слабых водонасыщенных грунтов.—В кн.: Проблемы строительства на слабых грунтах. Рига, изд. Политехи, ин-та, 1972.
26. Иванов Ю. К. Исследования физико-механических свойств заторфованных грунтов. — Нефтепромысловое строительство, 1972, № 6.
27. Игнатова О. И., Михеев В. В. Исследование зависимости между модулем деформации и физическими характеристиками глинистых аллювиальных грунтов.—Основания, фундаменты и механика/ грунтов, 1965, № 4.
28. Иовчук А. Т. Строительство жилых зданий на торфянистых грунтах. — Бюллетень технической информации Главленинград-строя, .1958, № 5.
29. Иовчук А. Т Вопросы прогноза осадок зданий на торфянистых грунтах района Охты г. Ленинграда. — В ки.: Тез. докл. на XVI науч. конф. ЛИСИ. Л., 1958.
30. Коваленко И. П., Худяков А. Д., Гореликов В. С. Предпо-строечное уплотнение торфяной залежи. Архангельск. Сев.-Зап. кн. изд-во, 1971.
31. Коновалов П. А. Физико-механические свойства песчаных грунтрв с различным содержанием растительных остатков. — В кн.: Строительство на пойменных территориях Белорусского Полесья. Гомель, изд. ИТО Стройиндустрии БССР, 1974.
32. Коновалов П. А., Иванов Ю. К-, Каплюк Б. П. Новый способ устройства земляного полотна на заторфованных территориях.— Тр. ин-та/СоюздорНИИ, 1976, вып. 91.
33. Коновалов П. А., Сальников Л. Ф. Экспериментальное исследование деформаций оснований со слабым подстилающим слоем.— Нефтепромысловое строительство, 1973, № 6.
34. Коновалов П. А., Ткачев Ю. К. Особенности деформаций зданий на зато1рфован1ных основаниях. — В кн.: Тез. докл. Все-союз. совещ. «Фундаментостроение в сложных грунтовых условиях». Алма-Ата, .1977.
35. Коган Б. И. Напряжения и деформации послойных покрытий.— Тр. ин-та Харьк. гос. ун-та. 1953, вып. 14.
36. Лавров В. П., Швец В. Б., Гайдук Ю. А. Опыт устройства оснований на слабых грунтах Урала. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1976, № 2.
37. Ларионов А. К. Свойства слабых грунтов, их природа и методы исследования. — В кн.: Проблемы строительства на слабых грунтах. Рига^ изд. Рижского политехи, ин-та, 1972.
159
38. Ломтадзе В. Д. Инженерная геология, инженерная петрало-гня. Л., Недра, 1970.
39. Лундин К. Л, Зависимость объемного веса торфяной залежи от влажности. Тр. ин-та/Ин-т торфа АН БССР, 1955, т. IV.
40. Макаров Е. В. Из опыта строительства производственных зданий и сооружений на торфяных основаниях, прикрытых минеральными насыпями. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1974, № 4.
41. Маслов Н. Н. Основы механики грунтов и инженерной геологии. М., Высшая школа, 1968.
42. Методические указания по инженерно-геологическим исследованиям для обоснования проектов дорожных сооружений, возводимых на слабых глинистых грунтах. ЦНИИС Минтрансстрой. М., 1967.
43. Морарескул Н. Н. Основания и фундаменты в торфяных грунтах. Л., Стройиздат, 1979.
44. Ободовский А. А. Проектирование свайных фундаментов. М., Стройиздат, 1977.
45. Остроумова Л. В. О коэффициенте фильтрационной консолидации торфа. — В кн.: Строительные конструкции и теория сооружений. Основания, фундаменты и механика грунтов. Минск, Вышэйшая школа, 1973.
46. Охотин В. В. Грунтоведение. Л., изд. Военно-транспортной академии, 1940.
47. Лавилонский В. М. Экспериментальное исследование порового давления в> глинистых грунтах. М., изд. ВНИИ ВОД ГЕО, 1958.
48. Печкуров А. Ф. Уплотнение торфа под нагрузкой. — Тр. ин-та /Ин-т мелиорации и водного хозяйства АН БССР, 1956, т. VII.
49. Работников А. И., Кованев Б. М. О формировании зоны деформаций в двухслойном основании. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1970, № 1.
50. Рекомендации по определению несущей способности свай методами полевых испытаний в тиксотропных грунтах Тюменской области. Тюмень, изд. Главтюмснпромстроя, 1976.
51. Рекомендации по учету органических веществ в глинистых грунтах при проектировании оснований. М., Стройиздат, 1975.
52. Розенфельд И. А. Проектирование и строительство промышленных зданий в сложных геологических условиях. — Тр. ин-та /Белорусск. политехи, ин-т, 1959, № 77.
53. Рыбаков В. И. Осадки фундаментов сооружений. М.-Л., ОНТИ, 1937.
54. Рудницкий Н. Я., Гельман М. 3. Осадки и деформации, промышленного сооружения, возведенного на слабых грунтах. — Основания, фундаменты и механика грунтов, 1975, № >1.
55. Руководство по определению прочности илов и заторфованных грунтов. М., Стройиздат, 1977.
56. Руководство по проектированию оснований зданий и сооружений. М., Стройиздат, 1977.
57. Сельченок В. Л. Распределение напряжений в торфе и в двухслойном основании песок—торф. — В кн.: Регулирование водного режима торфяных почв. Минск, изд. БелНИЙ мелиорации и водного хозяйства, 1964.
58. Сергеев Е. М., Голодковская Г. A,t Зиангиров Р. С. Грунтоведение. М., изд. МГУ, 1971,
160
59. Сечи К. Ошибки в сооружении фундаментов. Пер. с венг. С. А. Типольта. М., Стройиздат, 1960.
60. Силкин А. М. Деформируемость торфяных грунтов под жесткими штампами. — В кн.: Строительство па торфяных грунтах, ч. I. Калинин, изд. Политехи, ин-та, 1972.
61. Сотников С. И., Собенин А. А. Об осадке поверхности земли застраиваемых кварталов, поднятых свалкой и гндроиамы-вом. —Тр. ин-та /ЛИСИ, 1973, № 78.
62. Сорокина Г. В., Строганов А, С. Компрессионные свойства торфов и метод расчета конечных осадок торфяной залежи, окружаемой слоем песчаной насыпи. — В кн.: Строительство на торфяных грунтах, ч. И. Калинин, изд. Политехи, ин-та, 1972.
63. Тейлор Д. Основы механики грунтов. Пер. с англ. Г. Л. Игнатюка. М., Госстройиздат, 1960.
64. Токарь Р. А., Соломонов С. М. Сжимаемость торфа.—Основания, фундаменты и механика грунтов, 1972, № 2.
65. Трофименко Ю. Г., Воробков Л, И. Полевые методы исследования строительных свойств грунтов. М., Стройиздат, 1974.
66. Указания по проектированию оснований жилых и общественных зданий, возводимых в г. Архангельске. ВСН-5-71. М„ изд. ЦНИИ по гражданскому строительству и архитектуре, 1971.
67. Ушкалов В. П., Роман Л. Т. К определению основных характеристик физических свойств мерзлых и талых заторфованных грунтов. — В кн.: Материалы VI совещания-семинара по обмену опытом строительства в суровых климатических условиях. Красноярск, 1970, т. V, вып. 5.
68. Федоров Б. С., Коновалов П. А., Иванов Ю. К. Добыча нерудных материалов струйными аппаратами из пластов лубоко-го заложения. — Строительные материалы, 1974, № 8.
69. Финаев //. В., Канаков Г В. Наблюдения за осадками промышленных зданий на намывном песке с подстилающими слабыми грунтами.— В кп.: Материалы Всесоюз. совещ. «Слабые глинистые грунты». Таллин, 1965.
70. Фурса В. М. Строительные свойства грунтов района Ленинграда. JL, Стройиздат, 1975.
71. Хакимов X. Р. Экспериментальные исследования деформаций основания.— Гидротехническое строительство, 1939, № 9.
72. Цытович И. А., Березанцев В. Г., Абелев М. 10. — Основания и фундаменты. М., Высшая школа, 1970.
73. Цытович И. /1. Механика грунтов. М., Стройиздат, 1963.
74. Цытович И. А., Зарецкий Ю. К-. Малышев М. В. Прогноз скорости осадок оснований и сооружений. М., Стройиздат, 1967
75. Швец В. Б. Элювиальные грунты как основания сооружений. М., Стройиздат, 1964.
76. Ansftef A. Stir une methode rapide de determination du rapport C:N dans les sols les amendements organigues et, les vegetaux. VI — e Congres International de la Sci. du Sol. Vol. 13, Paris, 1956.
77 Ara /1. Engineering Glassification of Organic Soils.
78. Ranke A. Der Einfhiss der Konsolidierung anf die Spas-mungs vcrleihmg in Zweischichten sjstem. Munchen. 1964.
79. Perrin J. Classification des sols organigues. Bull. Liaison Labo. pct. Ch. t. 69—few, 1974.
8Q. Pusch R. Organiskn ainnens irvorkan pa leras geotekniska egenskaper. Document P. 1973. National Swedish Building Research.
81. Zawadzki S. Relationship between the cotent of organic matter and physical properties of hvdrogenic soils. Polish Journal of Soil Science. l:(3-9), 1970.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . . . . . . .......... 3
Глава I. Типы заторфованных оснований и особенности их строения 5
1. Типовые схемы заторфованных оснований и особенности их состава 5
2. Дополнительные требования к инженерно-геологическим изысканиям 8
3. Особенности методики испытания заторфованных грунтов « 10
Глава //. Влияние степени заторфованности на свойства грунтов 15
1. Структура заторфованных грунтов .... 15
2. Определение степени заторфованности грунта....................17
3. Связь между физико-механическими характеристиками грунта и степенью его заторфованности .... . .22.
4. Классификация заторфованных грунтов . 32
Глава III. Особенности деформаций заторфованных грунтов .36
1. Исследование деформационных свойств заторфованных грунтов в лабораторных и полевых условиях..................................36
2. Деформации заторфованных грунтов во времени. Коэффициент консолидации.....................................................44
3. Процесс разложения органических веществ во времени и его влияние на самоуплотнение грунтов . 52
Глава IV. Закономерности напряженно-деформированного состояния заторфованных оснований , . .55
1. Особенности распределения напряжений и деформаций в заторфованных основаниях................................................55
2. Влияние сильносжимаемого слоя в неоднородном заторфованном основании па глубину сжимаемой толщи............................ 63
3. Распределительная способность заторфованных оснований .... 66
4. Особенности поведения заторфованных грунтов при повторном за-гружении.........................................................70
5. Результаты наблюдений за осадками зданий на заторфованных основаниях . . . * . . ..........75
Глава V. Расчет осадок и сроков консолидации водонасыщенной 'заторфо-ваняой толщи при загрузке ее песчаным слоем 85
1. Полевые исследования осадок торфяной толщи под действием
песчаной пригрузки ....................... '. 85
2. Расчет конечной осадки заторфованной толщи....................90
3. Определение осадки заторфованной толщи во времени . . . . . ,92 Глава VI. Расчет заторфованных оснований по предельным состояниям 99
1. Расчет заторфованных оснований по несущей способности . 99
2. Особенности расчета заторфованных оснований do деформациям 104
3. Расчет осадки по времени ............................. в w . ИЗ
Глава VII. Особенности проектирования свайных фундаментов на за-
торфованных основаниях . . \ ........115
1. Определение несущей способности свай в заторфованных грунтах 115
2.. Расчет осадок свайных фундаментов на заторфованных основаниях 120
3. Особенности устройства свайных фундаментов . х . . . 122
Глава VIII. Методы устройства фундаментов на заторфованных основа-
ниях 127
1. Рациональные методы строительства на заторфованных основаниях различных типов............................................. 127
2. Конструктивные, мероприятия, направленные на снижение влияния мера ин ^мерных осадок основания на эксплуатационную пригодность зданий и сооружений....................... . . ...............129
3. Предпостроечное уплотнение заторфованных оснований постоянной или временной дренирующей нагрузкой . .......... 134
4. Предпостроечное снижение деформируемости заторфованных оснований вертикальными дренами.................................... 141
5. Предэксплуатационное уплотнение заторфованных основании раничение их деформаций ........ л . .151
6. Частичная или полная выторфовка. Песчаные подушки 155
Список литературы ’ 158