CC BY
19Черныш А.С., канд. техн. наук, доц. Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова
К ВОПРОСУ ОЦЕНКИ УСТОЙЧИВОСТИ откосов СЛОЖЕННЫХ ПРОСАДОЧНЫМИ ГРУНТАМИ ПРИ ДИНАМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ И УВЛАЖНЕНИИ
gkadastr@mail.ru
Откосы как инженерные сооружения в настоящее время получают все большее распространение. Проектирование зданий и сооружений на участках имеющих откосный профиль сопровождаются обязательными расчетами устойчивости откосов. Общеизвестно, что устойчивость откоса зависит от физико-механических характеристик грунтов. В отдельных случаях, в частности в Белгородской области грунтовые массивы сложены просадочными лессовыми субаэральными суглинками. Сейсмическое воздействие, динамические воздействия, замачивание грунтов изменяют физико-механические свойства грунтов воздействуя на напряженно-деформированнное состояние массива грунтов. Эти факторы в конечном счете оказывают существенное влияние на устойчивость откосов.
Ключевые слова: просадочные суглинки, откос, коэффициент устойчивости откоса, удельное сцепление, угол внутреннего трения, взрыв, динамическое воздействие.
Важным аспектом расчета устойчивости грунтового откоса при действии на него, кроме веса слагающего грунта, является учет дополнительных динамических нагрузок. Такие нагрузки могут возникать и при ведении взрывных работ вблизи откоса, сейсмических воздействиях, забивке свай, трамбовании массива и др.
При действии только динамической нагрузки, сцепление и коэффициент внутреннего трения может быть даже на 20...50 % выше, чем при статическом, долговременном нагружении. Это имеет существенное значение при определении изменений условий устойчивости грунтового массива, обусловленных действий взрывных и динамических волн.
Экспериментально установлено [1], что от очага взрыва распространяется пластическая волна сжатия, затухающая по экспоненциальному закону. Условия разрушения по поверхности скольжения под i -м элементом имеет вид:
(К, + о А/ <1 т
т+т; , ()
где R¡ и Т - нормальные и касательные составляющие массы элементарных столбов пород на , -м участке поверхности скольжения; К* и Т* -аналогичные составляющие динамического воздействия, определенные для каждого участка с учетом закономерности его затухания; т0 и ф -сцепление и угол внутреннего трения при статическом и динамическом нагружениях грунтов; А/ - длина , -го участка поверхности скольжения.
После прохождения волны сжатия общее условие предельного равновесия примыкающего к откосу массива пород имеет вид:
Rt + т„ TAI
_i-k_i-k ^ 1
n '
T T*
(2)
где Т - сумма участков поверхности скольже-
1=к
ния, на которых не выполняется условия (1), т.е. разрушение поверхности скольжения при прохождении волны сжатия не происходит и сцепление сохраняется.
Согласно выражению (2) необходимо составить уравнение для конкретной кривой скольжения и после приравнивания левой его части коэффициенту устойчивости ^ определяем величину последнего.
Устойчивость откоса, подвергающегося динамическому воздействию от производящихся вблизи, вблизи взрывных работ, рассчитывается из условий ее обязательного сохранения. Коэффициент устойчивости в правой части расчетного уравнения должен быть не менее 1,25.1,3. Расчетами технологического разрушения уступов при использовании управляемого обрушения массива в момент и после взрыва. Для этого случая производится аналогичные расчеты с подставкой в правую часть коэффициента устойчивости, равного 0,7.0,8. При применении управляемого взрывного обрушения не должно происходить непредусмотренного технологией обрушения до производства взрывных работ. Поэтому проверочные расчеты устойчивости уступа без учета взрывной нагрузки ведутся с подстановкой коэффициента устойчивости 1,25.1,3. Исходя, из этих условий определяются высота уступа, величина необходимой погонной массы заряда Q и расстояние его заложения от подошвы обрушаемого уступа.
На основании многочисленных лабораторных исследований установлено, что в глинистых грунтах существенное влияние на изменение их прочности является замачивание [2, 3]. В обычных глинистых грунтах уменьшение их прочности незначительно. При увлажнении же лессовых просадочных грунтов отмечается более резкое, снижение величин сцепления и в меньшей степени - углов внутреннего трения за счет расклинивающего действия молекул воды в тонких пленках и размягчения цементационных связей между частицами грунта.
Как известно, существуют различные методы определения показателей прочности грунтов - испытаний на одноосное раздавливание, на приборах трехосного сжатия (стабилиометрах), пенетрацией, на сдвиговых приборах и др. Наибольшее распространение получил метод определения сопротивления сдвигу.
Показатели прочности лессовых просадоч-ных грунтов зависят от многих факторов, в том числе от методов подготовки образцов к испытанию, продолжительности их замачивания, скорости сдвига и др.
Для лессовых грунтов, обладающих при замачивании просадочными свойствами, определенный интерес представляет величина обжимающего вертикального давления, увязанная с начальным давлением или порогом просадочно-сти.
Обобщенные результаты сдвиговых
Для определения С и ф вначале давались уплотняющие нагрузки меньше, чем начальное давление просадочности, для серии образцов отобранных с глубины 2,0 м. Характеристики грунта были следующие: у0 = 1,60 гс/см3: е = 0,939; Wp = 0,17; ^ =0,30, относительная
просадочность при р = 1,2 и 3 кгс/см2 составила соответственно 0,014; 0037 и 0,052.
Часть водонасыщенных образцов грунта (серия 1) предварительно уплотнялась при давлениях: р = 0,2;0,4;0,6 кгс /см2 испытания на срез проводились при этих же давлениях.
Для части водонасыщенных образцов грунта (серия 2) образцы предварительно уплотнялись при давлении р = 0,2; 0,4 и 0,6 кгс/см2 и испытания на срез проводились при этих же давлениях. Для части водонасыщенных образцов грунта (серия 2) образцы предварительно уплотнялись при давлении р = 0,6 кгс/см2 и затем производился их сдвиг при давлениях р = 0,2; 0,4 и 0,6 кгс/см2. А третья группа образцов (серия 3) грунта естественной влажности и в во-донасыщенном состоянии, уплотнялись и срезались при давлениях р=1,0; 2,0; 3,0 кгс/см2. А также ряд образцов (серия 4) при тех же значениях влажности предварительно уплотнялись при давлении р = 3,0 кгс/см2, и срезались при давлении р = 1,0; 2,0;3,0 кгс/см2 (табл. 1).
Таблица 1
Серия опытов Начальное давление При влажности грунта
при уплотнении р , кгс/см2 сдвиге р, кгс/см2 Естественного Водонасыщенного
С, кгс/см2 Ф, град. С , кгс/см2 Ф, град.
1 0,2; 0,4; 0,6 0,2; 0,4; 0,6 - - 0,05 16
2 0,6 0,6; 0,4; 0,2 - - 0,07 16
3 1,0; 2,0; 3,0 1,0; 2,0; 3,0 0,3 21 0,11 20
4 3,0 3,0; 2,0; 1,0 0,5 20 0,13 19
Из таблицы видно образцы грунтов серии 1 как вначале замачивания наиболее интенсивно
и 3 имеют более низкие значения удельного сцепления С и несколько более высокие ф по сравнению с результатами, полученными при испытании по методике с предварительным уплотнением грунта (серий 2 и 4). В известной мере это объясняется тем, что плотность переуплотненных образцов при конечных вертикальных давлениях р =0,6 и 3,0 кгс/см2 будет больше, чем при давлениях уплотнения р = 0,2 ; 0,4; 1,0 и 2,0 кгс/см2, при которых осуществляется срез в опытах серии 1 и 3.
При оценке прочности лессовых грунтов в зависимости от продолжительности замачивания наблюдается различное сопротивление их сдвигу. В процессе проявления просадочной деформации прочность грунта резко падает, так
происходит размягчение цементационных связей. После проявления просадочной деформации, сопровождающейся уплотнением грунта, проявлением дополнительных контактов между частицами и формированием новой структуры, прочность ее несколько возрастает.
Например, параметры прочности водона-сыщенного суглинка в момент замачивания составляли: С1= 0,13 кгс/см2 и ф1= 18°; через 24 ч после замачивания составляли: С2= 0,16 кгс/см2 и ф2= 20°, а после 48 ч С3= 0,20 кгс/см2 и ф3 = 18°40'.
Указанная особенность изменения показателей прочности лессовых грунтов весьма важна и должна учитываться при оценке несущей спо-
собности и особенно устойчивости склонов и откосов.
Для уточнения высказанного были поставлены специальные опыты. Использовался лессовый суглинок. Опыты на сдвиг выполнялись с осуществлением замачивания под нагрузкой р = 1,0; 2,0 и 3,0 кгс/см2. Время замачивания варьировалось в диапазоне от 5 мин до 24 ч (табл. 2).
Таблица 2
Влияние продолжительности замачивания на показатели прочности _лессового суглинка_
Продолжительность замачивания t, час Показатели прочности грунта
С, кгс/см2 ф , град.
1/12 0,05 17
0,5 0,07 18
1 0,08 18,5
6 0,09 19
12 0,1 19,5
24 0,125 20
Как видно из табл. 2, при замачивании в течение 5 мин, т.е. в начальный момент проявление просадочной деформации были получены минимальные значения параметров прочности С = 0,05 кгс/см2 и ф2= 17°. Через 24 ч замачивания: С = 0,125 кгс/см2 и ф2= 20° просадочные деформации интенсивно нарастают впервые 5.10 мин после замачивания. В последующем скорость нарастания проявления просадочных деформаций резко изменяется. На параметры прочности оказывает влияние и продолжительность сдвига (быстрый - t = 15, 30 и 60 с, ускоренный сдвиг - t = 5 мин и медленный).
При быстром сдвиге наблюдается понижение значения удельного сцепления и угла внутреннего трения. Это, в известной мере, объясняется тем, что в процессе сдвига происходит нарушение как первичного, так и вторичного сцепления упрочнения. При быстром сдвиге из-за скоротечности процесса опыта (t = 15.16 с) контакта между частицами грунта все время изменяется, а сцепление упрочнения не успевает
проявиться. В НИИ оснований также установлено, что при сдвиге наблюдается изменение прочности параметров по сравнению с медленным сдвигом.
Вывод: лессовые грунты, в отличие от обычных глинистых непросадочных грунтов требуют особого подхода при оценке их прочности. На значения параметров прочности лессовых грунтов сказываются методы подготовки образцов грунта к испытаниям, продолжительность их замачивания, скорость сдвига и другие факторы. Поэтому предлагается оценку прочности грунтов необходимо проводить по той методике, которая в наибольшей мере соответствует реальным условиям работы грунтового основания сооружения. Это общая задача и инженера-геолога и инженера-проектировщика.
Использование предложенных рекомендаций по предлагаемым значениям Cw и ф^, позволяет более точно оценивать несущую способность основания в условиях высокой сейсмичности и динамической воздействия, более надежно проектировать основания и повысить экономическую эффективность.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Вовк А.А., Черный Г.И.,. Кравец В.Г. Действие взрыва в грунтах. Киев: Наук. думка. 1973.
2. Черныш А.С., Долженков Д.Ю. Повышение несущей способности фундамента мелкого заложения на обводненных глинисто-песчаных основаниях пойменных отложений // В сборнике: Наукоемкие технологии и инновации. Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова. Белгород, 2014. С. 145-158.
3. Джитенов А.К., Куликов Г.В., Ким В.П. Некоторые вопросы устойчивости жестких сооружений на лессовых просадочных грунтах в зоне освоения Каракумского канала им. В.И. Ленина, при интенсивном сейсмическом воздействии. Ашхабад: Изд-во и СОО ТССР, 1980.
Chernysh A.S.
TO THE QUESTION OF ASSESSING THE STABILITY OF SLOPES COMPOSED OF COLLAPSIBLE SOILS UNDER DYNAMIC IMPACTS AND MOISTURE
Soffits engineering structures currently becoming more prevalent. The design of buildings and structures on sites with a slope profile is accompanied by an obligatory calculations slope stability. It is well known that the stability of a slope depends on the physico-mechanical properties of soil. In some cases, particularly in the Belgorod region ground stacked arrays subsiding subaerial loess loam. Seismic effects, dynamic effects, soaking the soil alter the physico-mechanical properties of soils affecting the stress-deformirovannoe the state of the array of soils. These factors ultimately have a significant impact on the stability of slopes. Key words: subsidence loam, slope, coefficient of slope stability, specific cohesion, angle of internal friction, explosion, dynamic effect.
