ДЕРЖАВНИЙ НАУКОВО-ДОСЛІДНИЙ ІНСТИТУТ

БУДІВЕЛЬНИХ КОНСТРУКЦІЙ

ТИТАРЕНКО ВОЛОДИМИР АНАТОЛІЙОВИЧ

УДК 624.131.439

ПРОГНОЗУВАННЯ ЗМІННОСТІ ХАРАКТЕРИСТИК ГЛИНИСТИХ ГРУНТІВ ПРИ ОЦІНЦІ СТІЙКОСТІ ЗСУВОНЕБЕЗПЕЧНИХ СХИЛІВ

05.23.02 – Основи і фундаменти

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня

кандидата технічних наук

Київ–2005

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана в Полтавській регіональній комплексній лабораторії Державного науково-дослідного інституту будівельних конструкцій (НДІБК) Держбуду України

Науковий керівник – доктор технічних наук, професор

Зоценко Микола Леонідович, Полтавський національний технічний університет імені Юрія Кондратюка, завідувач кафедри видобування нафти і газу та геотехніки

Офіційні опоненти: – доктор технічних наук, професор

Демчишин Михайло Гордійович, Інститут геологічних наук НАН України (м. Київ), завідувач відділом інженерної геології–

кандидат технічних наук, професор

Корнієнко Микола Васильович, Київський національний університет будівництва і архітектури, професор кафедри основ та фундаментів

Провідна установа – Придніпровська державна академія будівництва та

архітектури Міністерства освіти і науки України, м. Дніпропетровськ, кафедра основ і фундаментів

Захист відбудеться ”30” травня 2005 р. о 15-00 на засіданні спеціалізованої вченої ради К 26.833.01 Державного науково-дослідного інституту будівельних конструкцій за адресою: 03680, Київ – 37, вул. Івана Клименка, 5/2.

З дисертацією можна ознайомитися в бібліотеці Державного науково-дослідного інституту будівельних конструкцій за адресою: 03680, Київ – 37, вул. Івана Клименка, 5/2.

Автореферат розіслано ”21” ____квітня __ 2005 р.

Вчений секретар

спеціалізованої вченої ради Слюсаренко Ю.С.

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. Оцінка стійкості схилів, прогнозування зсувів і їх попередження залишаються актуальною проблемою через зменшення вільних земельних площ під забудову. Це змушує використовувати зсувонебезпечні території що, як правило, призводить до порушення рівноваги схилів, активізації старих і виникнення нових зсувів. У цілому поділ схилів на стійкі та нестійкі є умовним і змінюється з плином часу. Стійкий на даний момент схил може втратити рівновагу через певний проміжок часу, або ж перебувати у стані реологічного зсуву, не переходячи в фазу обрушення.

Достовірна оцінка стійкості зсувонебезпечних схилів можлива лише за умови правильного вибору як розрахункової схеми щодо методу розрахунку стійкості схилу, так і засобу визначення характеристик міцності ґрунтів, які б найбільш точно відповідали розрахунковій схемі зсуву і забезпечували максимальну надійність. Показники міцності (кут внутрішнього тертя і питоме зчеплення ) можна визначити різними лабораторними та польовими методами, але всі дослідження одного і того ж самого ґрунту, як правило, дають різні значення цих параметрів. Тому із існуючих методів і приладів для випробування ґрунтів необхідно підібрати ті, що найбільш точно моделюють характер руйнування при зсуві й дозволяють однозначно визначати момент виникнення граничної рівноваги як початок фази руйнування, а умови проведення досліду повинні відповідати розрахунковій схемі зсуву (відповідність вертикальних навантажень при випробуваннях і в масиві ґрунту, наявність консолідації, можливість штучного зменшення одного з показників міцності, тощо).

Зв’язок роботи з науковими програмами. Роботу виконано у розвиток щорічних програм наукового супроводження проектних і будівельних робіт по забезпеченню стійкості схилів і заходів від підтоплення в м. Полтаві на 2001 -2004 роки, а також комплексної програми протизсувних заходів на 2005-2014 роки, затвердженої постановою Кабінету Міністрів України від 22 вересня 2004 року №1256, інд. 33.

Мета і задачі дослідження – на основі аналізу попередніх наукових досліджень визначити розрахункові схеми, які найбільш точно характеризують умови схилів Дніпро-Сіверськодонецької лесової області; розробити методику проведення і обробки результатів одноплощинного зрушення, яка б достовірно моделювала напружено-деформований стан прийнятої розрахункової схеми зсуву.

Об’єктами дослідження є зсувні і зсувонебезпечні схили, розташовані у межах Дніпро-Сіверськодонецької лесової області.

Предмет дослідження: схеми взаємозв’язку фізичних і механічних характеристик водонасичених глинистих ґрунтів.

Методи дослідження: метод проведення одноплощинного лабораторного зрушення за розробленою методикою із наступним використанням розрахункових схем взаємозв’язку фізико-механічних властивостей ґрунтів.

Наукова новизна роботи:

· уперше обґрунтовано і перевірено на практиці різновид методу випробування ґрунтів на одноплощинне зрушення для оцінки стійкості схилів, коли зразки попередньо ущільнюються й водонасичуються при прогнозованих вертикальних тисках, що їх буде зазнавати ґрунт в масиві в результаті обводнення схилу, а критичне значення опору зрушенню запропоновано визначати на початку стадії руйнування ґрунту;

· для водонасичених глинистих ґрунтів розроблено нову схему взаємозв’язку фізико-механічних характеристик, що дозволяє прогнозувати їх змінність в результаті обводнення схилу;

· математичне моделювання процесу одноплощинного зрушення ґрунту, шляхом рішення пружно-пластичної задачі нелінійної механіки ґрунтів, дозволило визначити нові особливості цього випробування.

Практичне значення роботи полягає в тому, що отримані автором в процесі досліджень закономірності дозволили розробити і впровадити у проектування будівель і споруд методику прогнозування характеристик міцності ґрунтів при оцінці стійкості зсувонебезпечних схилів.

Реалізація роботи. Результати досліджень автора були використані при оцінці стійкості кількох зсувонебезпечних схилів, розташованих у межах Дніпро-Сіверськодонецької лесової області, що дозволило прийняти ефективні протизсувні заходи.

Особистий внесок здобувача. Теоретична і експериментальна частини дисертації виконані особисто автором. Основні положення роботи і висновки базуються на результатах проведення лабораторних дослідів на одноплощинне зрушення із подальшим математичним моделюванням цих процесів за допомогою програми “Start – 2”, що реалізує метод скінченних елементів.

Апробація результатів дослідження. За результатами роботи зроблені доповіді на: Всеукраїнській науково-практичній конференції “Реконструкція будівель та споруд. Досвід та проблеми.” (Київ, 2001 р.), конференції молодих вчених “Перспективи розвитку будівельних конструкцій, будівель, споруд та їх основ” (Київ, 2003 р.), П’ятій Всеукраїнській науково-технічній конференції “Механіка ґрунтів, геотехніка, фундаментобудування.” (Одеса, 2004 р.), науково-технічних конференціях професорсько-викладацького складу Полтавського національного технічного університету імені Юрія Кондратюка (2001-2004 рр.).

Публікації. За темою дисертації у фахових виданнях ВАК опубліковано 7 статей, які в повній мірі відображають зміст роботи.

Структура та об’єм роботи. Дисертація складається зі вступу, чотирьох розділів, висновків, списку використаних джерел із 179 найменувань та трьох додатків. Вона викладена на 174 сторінках, у тому числі 151 сторінках основного тексту, 41 рисунках та у 26 таблицях.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі обґрунтовано актуальність, сформульовані мета та задачі дисертаційної роботи, а також наведені наукові положення, що виносяться на захист.

У першому розділі аналізується стан питань, що пов’язані: із особливостями виникнення і механізмом розвитку зсувних процесів характерних для Центральної і Південної частин України; із вибором засобу і методу для визначення характеристик міцності ґрунтів для проведення оцінки стійкості схилів; методів розрахунку стійкості схилів.

Над питанням визначення достовірних характеристик міцності ґрунтів, їх нормування, вибору методів розрахунку і впровадження їх в практику будівництва працювали: Абросімов В.Г., Березанцев В.Г., Богомолов О.М., Бойко І.П., Великодний Ю.Й., Гінзбург Л.К., Гольдштейн М.Н., Денисов М.Я., Демчишин М.Г., Дранников А.М., Зоценко М.Л., Казарновский В.Д., Калюх Ю.І., Корнієнко М.В., Краєв В.Ф., Маслов М.М., Месчян С.Р., Разорьонов В.Ф., Рижов А.М., Слюсаренко Ю.С., Тер-Мартиросян З.Г., Терцагі К., Тімофєєва Л.М., Хазін В.І., Черний Г.І., Черний В.Г., Шадунц К.Ш., Шапіро Д.М., Швець В.Б., Школа О.В., Bishop A., Casagrande A., Duncan J., Fellenius W., Griffiths D., Jeremic B., Jiang G.-L., Hvorslev M., Lane P., Magnan J.-P., Wilson S. та ін.

У межах зсувонебезпечного схилу річних заплав і прохідних балок, характерного для Дніпро-Сіверськодонецької лесової області (за проф. Краєвим В.Ф.), можна виділити три характерні ділянки (рис. 1). Ділянка І охоплює верхню частину схилу, складену лесами і лесоподібними суглинками, і з крутизною до 550. Зсуви тут виникають регулярно через додаткове зволоження ґрунтів атмосферними і техногенними водами, підрізання та довантаження схилу. Матеріал стародавніх зсувів – делювій, переміщений під дією власної ваги, залягає нижче на схилі – у зоні II. Унаслідок зволоження мас ґрунту другої зони схилу на його окремих ділянках (по-перше на тих, де іде їх інтенсивне зволоження) розвиваються локальні зсуви з поверхнею ковзання по четвертинним та неогеновим глинам. Маси ґрунту переміщуються униз схилом до місця виходу пісків на поверхню. На цій ділянці зони ІІІ рух мас ґрунту затримується за рахунок його дренування піском. З часом, у процесі дренування виникає явище кольматації пісків під тілом зсуву. Під ним у піску утворюється псевдоводотрив, що сприяє подальшому насиченню ґрунту тіла зсуву поверхневими і підземними водами. Рух мас ґрунту відновлюється і, внаслідок великої крутизни цієї ділянки схилу, можливі навіть його обвалення.

Процес зсуву в багатьох випадках передбачає переміщення однієї ґрунтової маси відносно іншої – нерухомої. Таким чином, з існуючих методів визначення характеристик міцності ґрунтів найбільш точно цей процес відображає одноплощинне зрушення. Але ДСТУ Б.В.2.1-4-96 випробування ґрунтів рекомендує проводити при вертикальних тисках, які у більшості випадків суттєво відрізняються від тих, що їх зазнає ґрунт в природному масиві. Крім того, часто не враховується стан схилу. Це призводить до отримання і використання для оцінки стійкості недостовірних характеристик міцності. Уникнути помилок можливо при випробуванні ґрунтів в умовах, що найбільш точно відповідатимуть реально прогнозованій критичній ситуації, і контролю за отриманими результатами шляхом встановлення взаємозв’язку між фізичними і міцносними характеристиками.

Вирішення вищезгаданих питань покладено в основу дисертаційної роботи.

У другому розділі описано інженерно-геологічні умови дослідних майданчиків, що розташовані в межах Дніпро-Сіверськодонецької лесової області; прийняті методики визначення і нормування характеристик міцності глинистих ґрунтів та підсумки встановлення взаємозв’язку між фізико-механічними параметрами ґрунтів.

Дослідження проводились на чотирьох дослідних майданчиках, що геоморфологічно відносяться до Дніпро-Сіверськодонецької лесової області. Про останнє свідчить наявність багатьох спільних ознак у геологічній будові.

Виділені на дослідних майданчиках ІГЕ можна об’єднати в чотири генетично-літологічні групи. Перша група – суглинки легкі ( леси ). Утворилися в межах II – III горизонтів четвертинних відкладів. Про літологічну однорідність свідчить незначна зміна числа пластичності IP =811%. Друга – суглинки важкі, лесоподібні з IP =1617%. Утворилися в межах III – IV горизонтів четвертинних відкладів. Третя– глини четвертинні з IP = 2228%, що утворилися в межах I -III горизонтів четвертинних відкладів. Четверта група – глини неогенові. В подальшому досліджувалися ґрунти трьох перших груп. Про генетичну однорідність ґрунтів у межах кожної групи свідчить наявність лінійної залежності між числом пластичності і межею текучості.

Для оцінки стійкості згаданих вище зсувонебезпечних та зсувних схилів необхідно було визначити механічні і фізичні характеристики кожного ІГЕ, а також спрогнозувати їх зміну при виникненні та дії несприятливих факторів природного чи антропогенного характеру і провести повторну оцінку стійкості схилу при прогнозованій критичній ситуації. Механічні характеристики – кут внутрішнього тертя та питоме зчеплення визначались на приладах для проведення одноплощинного зрізу ПСГ – 2М конструкції інституту “Гідропроект” з верхньою рухомою частиною. З монолітів в лабораторних умовах виготовлялися зразки ґрунту непорушеної структури в кільцях діаметром =70 мм, висотою =35 мм. Надалі зразки випробувалися за двома методиками:

· різновид консолідовано-дренованого зрушення, викладеного в ДСТУ Б.В.2.1-4-96: зразки ґрунту попередньо ущільнювалися та насичувалися водою при трьох різних вертикальних тисках, як правило, це були =0,1; 0,2; 0,3 МПа. Випробування виконувалося за схемою “швидкого” зрушення. Після його закінчення, в разі необхідності, виконували повторне зрушення – “плашка по плашці” за тією ж схемою;

· запропонована методика неконсолідовано-дренованого зрушення (НДЗ): зразки попередньо ущільнювалися та насичувалися водою лише при вертикальних тисках, що їх зазнавав ґрунт в масиві при умові його повного обводнення, так як будь-який схил, що зазнає антропогенного впливу, з часом неминуче обводнюється. При невеликих природних тисках збільшення ваги насиченого ґрунту незначне, тобто у цьому випадку практично відсутня консолідація ґрунту. Прийнято, що ущільнення зразків перед зрушенням природним тиском забезпечує їх підготовку із фізичними характеристиками, які б найбільш точно відповідали природнім при прогнозованій критичній ситуації. Швидке проведення випробувань навіть в умовах можливості дренування води забезпечує практично незмінні їх значення до і після досліду. Діапазон зміни вертикальних тисків – від 0,03 до 0,3 МПа. Варто відмітити, що тиск ущільнення прикладався в одну ступінь. При досягненні умовної стабілізації деформацій стиску зразки ґрунту зважувалися для встановлення кінцевих фізичних характеристик і переносилися до зрізної коробки приладу ПСГ – 2М. Для того, щоб у процесі зрушення із зразка практично не фільтрувалася вода, мало змінювалася його вологість і, як наслідок, не відбувалось доущільнення, низ зрізної коробки поміщали в ванночку, заповнену водою. Через отвори в штампі нерухомої нижньої частини зрізної коробки волога піднімалася до зразка і площини зрізу.

Надалі дослід проводився також за схемою “швидкого” зрушення: ступінь прикладення дотичного навантаження вибиралася в межах до 1/10 від створеного нормального, відліки по деформаціям фіксувалися через кожні 10 – 15 с, тривалість досліду – до двох хвилин. Після закінчення досліду зразок по утвореній площині зрушення, як і в дослідах, що виконувалися за першою методикою, розрізали тонкою металевою проволокою, вирівнювали торцеві поверхні обох частин, з’єднували їх між собою, знову поміщали в зрізну коробку і виконували повторне зрушення – “плашка по плашці” за схемою “швидкого” зрушення (НДЗ „плашка по плашці”)

У випадках з глинами і важкими суглинками, коли чітко формувалися дві “плашки” і після закінчення досліду вони не руйнувалися, виконувалася серія “повторних зрушень”. Необхідність проведення на одному й тому самому зразку декількох повторних зрушень зумовлена тим, що після першого зрушення поверхня зрізу має нерівності, що веде до неповного виключення деякої частини структурного зчеплення .

Оскільки при підготовці зразків ґрунту перед зрушенням створювалися умови максимально наближені до природних у прогнозованій ситуації, то отримані фізичні та механічні характеристики, при умові якісного проведення досліду, повинні найбільш точно відповідати прогнозованим.

Для кожного окремого зрушення будувалися графіки залежності між дотичними напруженнями та деформаціями . Отримані з графіків за методикою ДСТУ Б.В.2.1-4-96 значення граничних опорів зрушенню є завищеними, при умові, що їх значення використовуються для розрахунку стійкості схилів, бо при таких напруженнях в ґрунті розвиваються пластичні деформації і тому можливе порушення граничної рівноваги схилу, остаточне встановлення поверхні ковзання і виникнення зсуву. У цьому відношенні викликає зацікавлення спосіб визначення розрахункового опору ґрунту зрушенню, який полягає в представленні результатів випробувань в координатах “логарифм горизонтальних деформацій – логарифм дотичних напружень ”. Отримуємо параметри міцності „НДЗ ” і „НДЗ „плашка по плашці” ”

Як приклад розглянемо (рис. 2) обробку за даним способом результатів неконсолідовано-дренованого зрушення зразка суглинку, відібраного на глибині 9,0 м в с. Опішні. Тиск попереднього ущільнення і водонасичення становив 0,16 МПа. При цьому ж вертикальному тискові виконувалось і зрушення. Відповідно до загальних уявлень на графіках можна виділити три характерні ділянки. Ділянка 1 визначає пропорційну залежність між дотичними напруженнями та деформацією (фаза 1); із збільшенням дотичних напружень у ґрунті з’являються площадки локальних зрізів (фаза 2), при подальшому збільшенні навантаження

деформації різко зростають і відбувається або відрив або зріз зразка (фаза 3).

Вважаємо, що перша точка перегину на графіку відповідає переходу від пропорційної залежності між навантаженням і деформацією до криволінійної. Друга точка – початку розвитку пластичних деформацій. Саме те значення , що відповідає на графіку другій точці перегину слід приймати за граничний опір ґрунту зрушенню гр. При перевищенні цього значення відбувається руйнування більшої частини структурних зв’язків, а швидкість відновлення водно-колоїдних зв’язків недостатня для сприйняття в повній мірі горизонтальних навантажень. Тому остаточно формується площина зрушення. З зростанням дотичних напружень у цій площині відбувається зріз.

При подальшому аналізі характеристики міцності нормуються на основі виявлення кореляційного взаємозв’язку між показниками фізичного стану і механічними властивостями зв’язних ґрунтів. Для цього слід дотримуватися декількох основних правил.

По-перше, необхідно враховувати правило фазових відношень в ґрунтах. Згідно цьому правилу, фізичні характеристики ґрунту, головним чином, визначаються двома показниками фізичного стану – щільністю сухого ґрунту і вологістю ґрунту . При такому вираженні фазових відношень в ґрунті між питомим об’ємом сухого ґрунту і вологістю при постійному коефіцієнті водонасичення проявляється лінійна залежність, коли =1 г/см3.

По-друге, враховується заданий мінімум індикаційних розрахункових показників, визначення яких є основною задачею і змістом розрахунку. Певні їх значення забезпечують наявність взаємозв’язку між фізичними та механічними характеристиками ґрунту.

По-третє, при використанні абсолютних значень показників фізичного стану ґрунтів враховується літологічна однорідность ґрунтів. Тобто, дослідження взаємозв’язку між фізичними та механічними властивостями ґрунтів виконують у відносно вузькому діапазоні зміни числа пластичності.

Четверте правило, так званої генетичної однорідності зв’язних ґрунтів, встановлює необхідність виявлення взаємозв’язку між фізичними та механічними властивостями ґрунтів лише при наявності лінійної залежності між межею текучості та числом пластичності ґрунтів.

Стосовно випробувань на одноплощинний зсув проф. М.М.Маслов і В.Д.Казарновський показали, що для водонасичених ґрунтів у напівлогарифмічному масштабі графіки залежності для постійного нормального тиску можна апроксимувати прямими. Таким чином, з’явилась можливість знайти залежності дотичних напруг від показників фізичного стану (, , ) для різних постійних нормальних навантажень.

(1)

де - вологість ґрунту при МПа; , , - індикаційні показники рівняння взаємозв’язку, які визначаються шляхом розрахунків і залежать від властивостей ґрунту; - вологість ґрунту; - коефіцієнт водонасичення ґрунту; - граничний опір зрушенню.

Ця методика обробки результатів була теоретично обґрунтована і впроваджена в практику групою вчених під керівництвом В.Ф. Разорьонова. Але такі випробування проводились при нормальних навантаженнях 0,1;0,2;0,3 МПа, а в масиві ґрунти сприймають тиск від власної ваги у більш вузькому діапазоні.

У нашому випадку для водонасичених ґрунтів () таке рівняння можна записати у вигляді:

(2)

де - коефіцієнт пористості ґрунту; - коефіцієнт пористості при МПа.

Уперше встановлено, що в рівнянні (2) при умові постійного коефіцієнту водонасичення коефіцієнти близькі за значеннями. Це свідчить про те, що на графіках залежність (рис. 3) представляється серією паралельних прямих. Крім того, встановлена залежність параметра рівняння (2) від нормального тиску при зрушенні. Вона має вигляд , де А, В – коефіцієнти. Тому рівняння (2) можна записати у вигляді:

. (3)

Рівняння (3) об’єднує результати випробувань на зрушення при різних нормальних тисках незалежно від їх значення. Визначивши параметри рівняння (3), знаходять дотичні напруження при різних нормальних тисках для конкретних значень коефіцієнтів пористості ґрунту е. За отриманими дотичними напруженнями знаходимо нормативні значення і с. Визначення параметрів рівняння (3) відбувається за допомогою програми багатофакторного аналізу. Крім розрахунку коефіцієнтів рівняння та коефіцієнту множинної кореляції вона дозволяє ще й оцінити відповідність прийнятої математичної моделі даним експерименту за критерієм Фішера. У результаті отримані залежності виду (4):

, (4)

де А, В, С – коефіцієнти рівняння; – граничний опір зрушенню, – вертикальний тиск, що відповідає природному в обводненому ґрунтовому масиві, е – прогнозований коефіцієнт пористості.

Основні результати такої обробки для неконсолідовано-дренованого зрушення(НДЗ), неконсолідовано-дренованого зрушення „плашка по плашці” (НДЗ „плашка по плашці” ), і результатів зрушення представлених у логарифмічних кооординатах „” (відповідно НДЗ “lg l – lg ” і НДЗ “плашка по плашці “lg l – lg ” ), зведені в табл. 1 – 3, де – коефіцієнт множинної кореляції; F – критерій Фішера, – дисперсія відтворення досліду; Fтабл., tкр. табл. – табличні значення відповідно критерію Фішера та критерію Стьюдента.

Таблиця 1

Обробка результатів зрушення для суглинків лесових Ір= 8-10% n=26 |

Коефіцієнти рівняння | Статистичні показники | С | А | В | r | F | Fтабл. | t кр. табл. | НДЗ | 0,545 | 0,304 | 0,939 | 0,044 | 0,794 | 1,513 | 1,95 | 2,06 | Критерій Стьюдента t | 12,38 | 6,91 | 21,34 | НДЗ “плашка по плашці” | 1,123 | 1,980 | 0,435 | 0,032 | 0,844 | 1,355 | Критерій Стьюдента t | 35,09 | 61,88 | 13,59

НДЗ “lg l – lg ”.0,942 | 1,824 | 0,786 | 0,046 | 0,913 | 1,228 | Критерій Стьюдента t20,48 | 39,65 | 17,09 | НДЗ “плашка по плашці

lg l – lg ”.1,296 | 2,185 | 0,459 | 0,042 | 0,866 | 1,367

Критерій Стьюдента 30,86 | 52,02 | 10,93

Отримані коефіцієнти рівнянь дійсні у діапазонах зміни вертикального тиску від 0,04 до 0,12 МПа і зміни коефіцієнту пористості е від 0,530 до 1,05.

Таблиця 2

Обробка результатів зрушення для суглинків лесоподібних Ір =16 – 19% n=32

Коефіцієнти рівняння | Статистичні показники

С | А | В | r | F | Fтабл. | t кр. табл..

НДЗ | 0,872 | 2,423 | 0,668 | 0,027 | 0,956 | 1,08 | 1,82 | 2,04 | Критерій Стьюдента t | 32,3 | 89,74 | 24,74 | НДЗ “плашка по плашці” | 0,695 | 1,661 | 0,942 | 0,027 | 0,785 | 1,560 | Критерій Стьюдента t | 25,74 | 61,52 | 34,89

НДЗ “lg l – lg ”.0,567 | 2,515 | 1,213 | 0,032 | 0,817 | 1,290 | Критерій Стьюдента t17,71 | 78,59 | 37,91 | НДЗ “плашка по плашці

lg l – lg ”.1,452 | 3,278 | 0,396 | 0,038 | 0,844 | 1,374

Критерій Стьюдента 38,21 | 86,26 | 10,42

Отримані коефіцієнти рівнянь дійсні в діапазонах зміни вертикального тиску від 0,0325 до 0,2075 МПа і зміни коефіцієнту пористості е від 0,75 до 0,95.

Таблиця 3

Обробка результатів зрушення для глин Ір> 22 n=17

Коефіцієнти рівняння | Статистичні показники

С | А | В | r | F | Fтабл. | t кр. табл..

НДЗ | 1,586 | 1,889 | -0,518 | 0,041 | 0,887 | 1,230 | 2,31 | 2,12 | Критерій Стьюдента t | 38,68 | 46,07 | 12,63 | НДЗ “плашка по плашці” | 2,467 | 3,136 | -0,948 | 0,065 | 0,905 | 1,187 | Критерій Стьюдента t | 37,95 | 48,24 | 14,58

НДЗ “lg l – lg ”.2,101 | 2,200 | -1,041 | 0,042 | 0,836 | 1,359

Критерій Стьюдента t50,02 | 52,38 | 24,78 | НДЗ “плашка по плашці”

lg l – lg ”.2,492 | 2,934 | -0,982 | 0,059 | 0,904 | 1,189

Критерій Стьюдента 42,23 | 49,72 | 16,64

Отримані коефіцієнти рівнянь дійсні в діапазонах зміни вертикального тиску від 0,04 до 0,30 МПа і зміни коефіцієнту пористості е від 0,55 до 0,75.

Як видно таблиць 1 – 3, у кожному окремому випадку коефіцієнт множинної кореляції більший або близький до 0,8, а значення критерію Фішера менше табличного, що свідчить про функціональні зв’язки між фізичними і механічними параметрами та адекватність прийнятої математичної моделі обробки результатів експерименту. Величини критерію Стьюдента у всіх випадках більші за табличні, що дозволяє зробити висновок про значимість коефіцієнтів, тобто про однозначну залежність параметрів міцності (питомого опору зрушенню ґрунту ) від показників фізичного стану (коефіцієнту пористості е та вертикального тиску в масиві ґрунту) для випадку його повного водонасичення Sr1.

Нормування характеристик міцності конкретного ІГЕ відбувається підстановкою в отримані рівняння характерних для заданого шару ґрунту вже згаданих вище фізичних параметрів: середнього значення коефіцієнту пористості та декількох значень прогнозованого тиску, що буде зазнавати даний горизонт ґрунту при обводнені схилу.

У третьому розділі приведені результати моделювання одноплощинного лабораторного зрушення. Для його реалізації використано рішення пружно-пластичної задачі нелінійної механіки ґрунтів у постановці д.т.н., проф. Шапіро Д.М. Для моделювання процесів зрушення цю програму було модернізовано на кафедрі “Основ і фундаментів” ПолтНТУ. Процедурну основу розрахунку складає метод початкових напружень (МПН) разом з методом скінченних елементів (МСЕ), а теоретичну – математичне описання ґрунту як суцільного ізотропного середовища, яке деформується відповідно до теорії пластичної течії.

Задача моделювання одноплощинного зрушення на приладах з верхньою рухомою частиною вирішена у площинній постановці. Дослідний зразок ґрунту циліндричної форми (діаметр основи близько 71 мм, висота зразка близько 33 мм, площа поперечного перерізу й об’єм відповідно 40 см2 і 135 см3) умовно замінений рівновеликим паралелепіпедом – висота зразка 33 мм, розміри основи 63,363,3 мм, площа основи 40,07 см2, об’єм 132,2 см3. Розрахункова область розділена на 315 скінченних елементів різних розмірів: елементи з 1 по 63 і з 190 по 315 мають розміри 3,03,0 мм та 3,03,3 мм; елементи з 64 по 189 відповідно 1,03,0 мм та 1,03,3 мм (рис. 4). Це пов’язане з необхідністю в процесі моделювання більш детально дослідити розвиток деформацій та їх характер саме в зоні зрушення. Висота скінченного елементу прийнята з умови, що проміжок між нерухомою та рухомою частинами зрізної коробки при проведенні лабораторних експериментів, як правило, приймався близько 1 мм. Товщина скінченного елемента складає 63,3 мм.

Прийняте закріплення вузлів: по нижньому ряду – шарнірне, з обмеженням переміщення по осях X та Z; по крайніх вузлах перших п’ятьох рядів скінчених елементів – шарнірне, з обмеженням переміщення по осі Х. Закріплена частина розрахункової області складає одну третю загальної висоти. Для забезпечення умови обтиснення ґрунту верхньою обоймою приладу прийнято рівність переміщень крайніх вузлів, які належать до частини моделі, що зрізається (переміщується). Таким чином, площина зрушення буде проходити по елементах 106126. Для них при моделюванні неконсолідовано-дренованого зрушення (НДЗ) і неконсолідовано-дренованого зрушення “плашка по плашці”(НДЗ “плашка по плашці”) будемо приймати різні значення механічних характеристик (кута внутрішнього тертя і питомого зчеплення ) для кожного зазначеного випадку при незмінних фізичних характеристиках, отриманих у результаті лабораторних досліджень. При моделюванні НДЗ “плашка по плашці” для решти скінчених елементів значення кута внутрішнього тертя і питомого зчеплення приймаємо, як для НДЗ.

До дослідної моделі прикладені такі навантаження: вертикальне (нормальне) та горизонтальне (яке зрушує) , де А – площа зрушення. Рівномірно розподілені навантаження приведені до вузлових. Навантаження прикладаються кроковим методом. На першому етапі – вертикальне навантаження. На кожному наступному етапі – навантаження, що зрушують. Зрушувальне навантаження прикладається ступенями, загальна кількість яких не перевищує 12. Саме такий підхід прийнято при проведенні досліду за схемою “швидкого зрушення”, коли кожна наступний ступінь прикладається через 10 – 15 с., а загальна тривалість досліду не перевищує 2 хвилин.

Розглядалося дві задачі: вивчення впливу допущень і спрощень, прийнятих у гіпотезах пружньо-пластичної задачі на кінцеві результати; і співставлення характеристик міцності ґрунтів і с, отриманих за рівняннями взаємозв’язку, наведених у попередньому розділі з отриманими при моделюванні, що дозволило оцінити величину запасу міцності у випадку розбіжності між отриманими результатами.

Розглянемо моделювання лабораторного зрушення зразка ґрунту, відібраного з ІГЕ – 3 (суглинку важкого сірувато-коричневого, карбонатного, твердого) із зсувонебезпечного схилу в м. Гадячі на глибині 5,0 м. В лабораторних умовах зразок ґрунту попередньо ущільнювався й водонасичувався при прогнозованому природному вертикальному тиску =0,09 МПа. При такому ж тискові відбувалося і зрушення зразка за двома схемами – НДЗ і НДЗ “плашка по плашці”. У процесі моделювання фіксувалися значення деформацій зразка на кожному етапі і кількість елементів із площини зрушення ,%, що перейшли в пластичний стан. За результами були побудовані графіки залежності деформацій зразка від величини дотичних напружень у звичайних та логарифмічних координатах. За допомогою графіків встановлювалися граничні опори зрушенню і (друга точка перегину на графіках у логарифмічних координатах).

У більшості випадків значення деформацій зразка на кожній ступені навантаження при моделюванні практично співпали із величиною деформацій, отриманих у лабораторних дослідах. Тому закономірно, що й значення граничних опорів зрушенню , а також дотичних напружень і , які відповідають виникненню різних стадій напружено-деформованого стану ґрунту (визначаємо представленням графіків зрушення в логарифмічних координатах за методикою, розділу 2) також співпали. Таким чином, припущення і певні спрощення, прийняті в алгоритмі пружно-пластичної задачі, істотно не впливають на кінцеві результати при моделюванні, тобто при розрахунках дають мінімальні похибки.

Виникнення в ґрунтовому масиві напружень 1, що відповідають на графіках першій точці перегину (закінчення стадії пружних деформацій) не являє небезпеки, бо в цьому випадку ніяких руйнувань і критичних деформацій не виникає. Досягнення в ґрунтовому масиві в певній площині для окремо взятого ґрунту напружень 2 (друга точка перегину) є небезпечним, бо це призводить до руйнування більшої частини структурних зв’язків цього ґрунту, сформування площини зсуву, виникнення незатухаючих деформацій.

У процесі моделювання зрушення встановлено, що другій точці перегину на графіку, тобто моменту остаточного формування площини зрушення, відповідає той стан зразка, коли близько 50% скінченних елементів із зони зрушення переходять в пластичний стан. Аналіз розподілу нормальних напружень у скінченних елементах з площини зрушення в момент фіксування руйнування зразку (рис. 5) дозволяє виявити в зоні зрушення дві характерні ділянки. На першій ділянці (елементи 106 – 114) значення нормальних напружень перевищують вертикальний тиск, при якому проводиться зрушення в середньому на 30%, в елементі 108 в 1,5 разу, а в згаданому раніше екстремумі – елементі 107 – в 2,5 разу. Прямо протилежна ситуація спостерігається на другій ділянці (елементи 116 – 126), де напруження менші за нормальний тиск, при котрому проводиться зрушення, в середньому на 30%, а в елементі 123 в 1,5 рази. В екстремумі – елементі 125 значення напруження лише незначно перевищує початкові. Такий розподіл напруг можна пояснити додатковим ущільненням і розущільненням ґрунту внаслідок перекосу зразка при зрушенні.

За зміною вертикальних деформацій скінченних елементів із зони зрушення також виділяються дві характерні ділянки. Варто відмітити, що в момент фактичного зрушення відбувається розущільнення ґрунту і вертикальні деформації порівняно з попередньою ступінню навантаження зростають на 0,30,5 мм. На першій ділянці (розміром близько 1/3 діаметра зразка) відбувається ущільнення ґрунту за рахунок перекосу зразка. Загальний приріст деформації в процесі зрушення, не враховуючи останню ступінь навантаження, складає -0,1мм. На другій ділянці відбувається розущільнення ґрунту в процесі зрушення, розмір її близько 2/3 діаметра зразка. Приріст деформації становить від 0,1 до 0,3 мм. Таким чином, загальний перекіс зразка складає від 0,2 до 0,4 мм. Середнє значення напруження в процесі зрушення фактично не змінюється і лише в момент зрушення його значення збільшується приблизно на 5%.

Подібна ситуація спостерігається і при моделюванні зрушення зразків за схемою НДЗ “плашка по плашці”. Закономірно зменшується кількість елементів із зони зрушення (до 40 %), які переходять в пластичний стан при досягненні дотичних напружень , що можна пояснити зменшенням кута внутрішнього тертя ґрунту за відсутності структурного і фактично незмінному значенні водно-колоїдного зчеплення. Характер розподілу нормальних напружень у зоні зрушення ідентичний тому, що спостерігався при моделюванні дослідів за схемою НДЗ, із наявністю екстремумів в тих самих скінченних елементах і виділенням двох характерних ділянок.

При умові перебування ґрунту в станах, відмінних від текучого і текучопластичного висота зразка, як показують лабораторні досліди і підтверджено при моделюванні, фактично не впливає на значення граничного опору зрушенню, але значення деформацій на кожній стадії завантаження може відрізнятися до 30 %.

При моделюванні повторного зрушення лесового суглинку в текучопластичному стані деформації зразка висотою мм відрізняються від деформацій зразка висотою мм на 1020%. Це пояснюється різким зростанням частки деформацій від ущільнення за бічною поверхнею в загальній деформації. При досягненні критичних горизонтальних деформацій зразка ( мм) фактично руйнування не відбувається – в пластичний стан переходить лише 5060% елементів із площини зсуву. Це призводить до отримання занижених граничних опорів ґрунту зрушенню і, відповідно, показників міцності – та .

У четвертому розділі дані методичні рекомендації, що стосуються прогнозування характеристик міцності глинистих ґрунтів при оцінці стійкості зсувонебезпечних схилів, а також порівняння результатів розрахунку стійкості схилів з дослідних майданчиків із використанням характеристик міцності ґрунтів, отриманих за запропонованою методикою і за методикою ДСТУ Б.В.2.1-4-96.

Розраховані коефіцієнти стійкості трьох схилів, розташованих у межах Дніпро-Сіверськодонецької лесової області: схили в с. Опішня, в м. Гадячі по вул. Красна Горка, і в м. Полтаві по вул. Інститутський проріз.

При візуальному обстеженні схилу в с. Опішня ознак розвитку зсувних процесів як в минулому так і на момент дослідження не зафіксовано. Але у верхній частині схилу планується побудова очисних споруд, що з часом, внаслідок втрат води з мереж, може привести до обводнення лесової товщі і виникнення зсувів. Тому при розрахунках для оцінки стійкості обводненого схилу використовуємо характеристики міцності ґрунтів, отриманих за методикою, що пропонується автором при схемі НДЗ. Для прогнозу довготривалої стійкості використовуємо параметри міцності, отримані при схемі НДЗ “lglg”.

На схилі по вул. Інститутський проріз в Полтаві з початку спостережень фіксуються ознаки розвитку зсувних процесів, що носять циклічний характер і залежать як від природних так і від антропогенних факторів. Як правило, це зсуви ковзання, спричинені підняттям рівня ґрунтових вод із одночасним привантаженням верхньої частини схилу. Згідно існуючих нормативів для розрахунку стійкості використовуємо характеристики міцності, отримані з дослідів “плашка по плашці” тільки для ґрунтів, що утворюють зсувні маси – НДЗ “плашка по плашці” – для оцінки сучасного стану, і НДЗ “плашка по плашці” “lglg” – для прогнозу довготривалої стійкості. Для оцінки стійкості верхньої частини схилу, що складена лесовими відкладами, використовуємо характеристики міцності, отримані за схемами НДЗ і НДЗ “lglg”, так як стійкість в даній частині схилу не порушена.

При візуальному обстеженні схилу по вул. Красна Горка в м. Гадячі зафіксовано ознаки розвитку зсувних процесів в минулому. Очевидно, що схил знаходиться в стані граничної рівноваги, коли навіть незначне зменшення характеристик міцності ґрунтів чи вплив ззовні можуть привести до порушення відновленої стійкості. В середній частині схилу планується побудова культової споруди. Тому, для оцінки сучасного стану пропонується використати і , отримані за схемою НДЗ “lglg”,що відповідають довготривалій міцності ґрунтів. Для прогнозу стійкості після можливої побудови споруди – і , отримані за схемою НДЗ “плашка по плашці”“lglg”, що відповідають довготривалій міцності ґрунтів при наявності зсувних процесів, так як довантаження схилу будівлею, очевидно, відновить розвиток зсувних процесів.

При оцінці стійкості зсувів ковзання, круглоциліндрична поверхня підбиралася так, щоб максимальна її частина проходила в зоні контакту делювіальних відкладів і корінних порід, бо саме така особливість зсувів характерна в межах Полтавського лесового плато. Розраховані із достовірчою ймовірністю більше 0,90 коефіцієнти стійкості згаданих схилів зведені в табл. 4.

З неї видно, що при використанні характеристик міцності ґрунтів, отриманих за авторською методикою і за методикою ДСТУ Б.В.2.1-4-96, у випадках, коли у процесі розрахунку використовувалися механічні характеристики одного чи двох ІГЕ, результати близькі за значеннями. Це, в основному, зсуви делювію по корінним породам, коли стійкість частини схилу визначається лише фізико-механічними характеристиками делювіальних відкладів, що, як правило, об’єднуються в один-два ІГЕ. При використанні механічних характеристик більшої кількості ІГЕ значення коефіцієнтів стійкості, обрахованих при характеристиках міцності за запропонованою методикою менші на 5-20% і при характеристиках для прогнозу довготривалої міцності на 30-100% відповідно від коефіцієнтів, обрахованих при характеристиках, що отримані за методикою ДСТУ Б.В.2.1-4-96. Такі результати можна пояснити лише відмінністю у значеннях механічних характеристик ґрунтів.

Таблиця 4

Порівняння коефіцієнтів стійкості схилів.

Схил | Коефіцієнти стійкості схилів, обраховані при характеристиках міцності ґрунтів, що отримані

За методикою ДСТУ

Б.В.2.1-4-96 | За запропонованою методикою при | За запропонованою методикою “lglg”.

Опішня (стійкість лесової частини) | 1,03 | 0,85 | 0,77

Зсув делювію по корінним породам | 3,46 | 4,14 | 3,67

Полтава (стійкість лесової частини) | 1,46 | 1,41 | 1,18

Зсув делювію по корінним породам | 3,56 | 2,49 | 1,65

Гадяч (стійкість лесової частини) | 3,0 | 1,93 | 1,90

Зсув делювію по корінним породам (без урахуванням привантаження) | 2,98 | 3,06 | 1,24

Зсув делювію по корінним породам (з урахуванням привантаження) | 0,98 | 1,07 | 0,502

Значення коефіцієнтів стійкості верхньої частини схилу в Опішні близькі або менші від 1, хоча, як відзначалось раніше, ніяких ознак розвитку зсувних процесів не зафіксовано. Тобто, на даний момент, стійкість забезпечена за рахунок більш високих параметрів міцності не замочених лесових ґрунтів. Усі три методики визначення характеристик міцності передбачають попереднє замочування зразків. Тому при обводненні схилу слід очікувати втрату його стійкості. Отже, при будівництві очисних споруд необхідно передбачати заходи, що