CC BY
27
ГИДРАВЛИКА. ГЕОТЕХНИКА. ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО
УДК 624.13:[539.376:691.32] DOI: 10.22227/1997-0935.2020.9.1285-1296
К вопросу учета ползучести бетона в грунтовой среде
З.Г. Тер-Мартиросян1, В.В. Бахмисов2
'Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
(НИУ МГСУ); г. Москва, Россия; 2НИИОСП им. Герсеванова — АО «НИЦ «Строительство»; г. Москва, Россия
АННОТАЦИЯ
Введение. Одной из проблем расчета железобетонных конструкций в геотехнике является учет ползучести бетона со спецификой грунтовых условий. Данная работа ставит цель показать эту проблему и наметить пути ее решения. Материалы и методы. В ходе исследования был применен метод конечных элементов и выполнен обзор работ по различным аспектам проблемы.
Результаты. Наиболее наглядно ползучесть бетона стены в грунте проявляется в ее прогибах и усилиях в распорках, а в сваях — на распределении продольного осевого усилия по длине. Показано, что с точки зрения технологии выполнения работ следует выделить устройство грунтовых выработок под защитой глинистого раствора. В этом случае на контакте грунт — бетон образуется водонасыщенная глинистая корочка с рядовой толщиной порядка 5-10 мм. Глинистая корочка сохраняет свою проницаемость для воды постоянно на некотором значении, зависящем от давления и времени нагнетания, поэтому не может считаться абсолютной изоляцией бетона в выработке от фильтрационного потока воды. После заливки бетонной смеси в выработку происходит консолидация водонасыщенной глинистой корочки, что позволяет сделать вывод о ее паронепроницаемости.
Выводы. При степени водонасыщения Sr > 0,5-0,6 и устройстве выработки под защитой глинистого раствора относительную влажность воздуха грунтовой среды RH можно считать равной 100 %, а при Sr < 0,5-0,6 RH следует рассчитывать. Решение задачи по установлению весовой влажности бетона в зависимости от относительной влажности e J воздуха, фильтрационного потока грунтовых вод и влияния глинистой корочки на контакте грунт — бетон позволяет t 2 учесть влияние на ползучесть бетона грунтовых условий. 2. I
* Я
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: ползучесть бетона, жесткость железобетонной конструкции, жесткость сваи, жесткость сте- S ^ ны в грунте, глинистая корочка, относительная влажность грунтовой атмосферы, водяной пар в грунте ^ т
СО
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Тер-Мартиросян З.Г., Бахмисов В.В. К вопросу учета ползучести бетона в грунтовой сре- • .
де // Вестник МГСУ. 2020. Т. 15. Вып. 9. С. 1285-1296. DOI: 10.22227/1997-0935.2020.9.1285-1296 О S
t S
l z y 1
To the question of concrete creep in the soil environment | "0
о I
- о »
Zaven G. Ter-Martirosyan1, Viktor V. Bakhmisov2 » r
'Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); § t
Moscow, Russian Federation; r s
2Gersevanov Research Institute of Bases and Underground Structures (NIIOSP) — i N
"Research Center of Construction" JSC; Moscow, Russian Federation » |
- Ш о
d -
ABSTRACT > §
о 0
Introduction. Concrete creep coupled with specific soil properties represent a problem for the analysis of reinforced con- a о crete structures in geotechnical engineering. The mission of this research is to make a problem statement and to outline its c о potential solutions. u i
Materials and methods. In the course of the research, the finite element method was applied and the review of works, о )
<
covering various problem aspects, was performed.
Results. Concrete creep in respect of a diaphragm wall is most vividly manifested in deflections and stresses in struts; o 0
as for piles, concrete creep is manifested by the longitudinal axial force distribution along the length. The co-authors have c g
demonstrated that is necessary to single out the excavations device under bentonite slurry protection from the viewpoint of 3 5
the construction technology. In this case, a 5-10 mm thick water-saturated filter cake is formed at the contact between soil ^ i
and concrete. The filter cake retains its permanent water penetrability at some level that depends on pressure and injection . DO
time; therefore, concrete in trench cannot be considered isolated from filtration water flows. Following the concrete mix cast- s □
ing into the trench, water saturated filter cake is consolidated, and this enables the authors to make a conclusion about its «1 c
resistance to vapour penetration. 3 i
Conclusions. If water saturation is equal to Sr > 0.5-0.6 and if excavation works are performed under the protection of the o JO
bentonite slurry, relative air humidity of soil RH can be considered to be equal to 100 %, and if water saturation Sr < 0.5-0.6, N N
RH needs to be analysed. Identification of concrete moisture content depending on relative air humidity, the groundwater 2 2
filtration flow and influence of the filter cake at the contact between ground and concrete make it possible to take account of 00 the effect of soil conditions on concrete creep.
© З.Г. Тер-Мартиросян, В.В. Бахмисов, 2020
Распространяется на основании Creative Commons Attribution Non-Commercial (CC BY-NC)
KEYWORDS: concrete creep, reinforce concrete structure stiffness, pile stiffness, diaphragm wall stiffness, bentonite filter cake, relative humidity of the soil environment, water vapour in soil
FOR CITATION: Ter-Martirosyan Z.G., Bakhmisov V.V. To the question of concrete creep in the soil environment. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2020; 15(9):1285-1296. DOI: 10.22227/1997-0935.2020.9.1285-1296 (rus.).
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время одной из проблем расчета железобетонных геотехнических конструкций, твердевших в грунтовых выработках, является определение деформаций ползучести бетона при нагружении. Проблема неоднократно всплывает в различных трудах, некоторые из которых мы покажем далее.
Деформации ползучести являются неотъемлемой частью нелинейной работы железобетона. Влияние учета нелинейной деформации в задачах взаимодействия здания и основания показано в работах Н.А. Евсеева [1, 2]. Согласно этим данным, учет нелинейной работы железобетона приводит к более реалистичным результатам взаимодействия здания и основания. При этом отмечается, что наименее трудоемким является применение коэффициентов, понижающих жесткость железобетонных элементов и приведенных в различных нормативных докумен-3 3 тах, таких как СП 52-103-2007, СП 63.13330.2018, 88 СП 430.1325800.2018, СНБ 5.03.01-02, BS EN 1992-бТ оТ 1-1:2004+A1:2014, ACI 318-19, NZS 3101.1&2:2006, g ® CSA A23.3:19, ABNT NBR 6118:2003, IS 456:2000 ¡? $ и NEN 6720:1995/A3:2004.
2 T В работе K. Li et al. [3] была проведена мас-
. штабная экспериментально-теоретическая работа И* Я)
g по исследованию ранневозрастных напряжении
! .2 в стене в грунте с учетом ползучести бетона при
^ ¡§ растяжении. В ходе эксперимента был установлен
-ф ^ закон ползучести на полномасштабной модели сте-
= j! ны в грунте и проведен термомеханический анализ
Si .2 для расчета температуры бетона и эволюции напря-
§ о жений в раннем возрасте.
со ^ Исследование P.J. Bourne-Webb [4] по экспе-
о § риментальному исследованию деформаций ползу-
^ § чести в свае по длине под влиянием статической
ся нагрузки показало, что влияние ползучести бето-
— "S на значительно, и его учет необходим. Например,
.Е о в ходе эксперимента учет ползучести бетона при
Sb с интерпретации показаний датчиков деформаций пою °
зволил снизить осевые усилия на несколько сотен
9 [= килоньютонов.
g ° В статье D. Kim et al. [5] деформация сваи разде-
II j= ляется на упругую усадку и ползучесть бетона, вели-
от g чины которых вычисляются в зависимости от отно-
Т ^ сительной влажности воздуха в течение десяти лет.
Э В работе A.A. Truty [6] были исследованы
g {д эффекты от устройства панелей стены в грунте
^ S с учетом ползучести и трещинообразования бето-
| на, а также технологической последовательности
13 устройства ограждения, включая откопку траншеи,
bq заполнения ее бентонитовым раствором и последующего бетонирования.
Оценка перемещений грунтового основания и конструктивных элементов при откопке котлована методом top-down под защитой стены в грунте была выполнена в труде Y. Dong et al. [7]. В ней со ссылкой на C. Ou [8] отмечается, что на жесткость железобетонных конструкций может оказывать влияние, в частности, ползучесть бетона.
Работа R. Soekhoe [9] учитывает снижение жесткости стены в грунте за счет ползучести бетона и трещинообразования при расчете конструкции опоры железнодорожного моста в г. Неймеген, Нидерланды.
Руководство [10] указывает, что изгибная жесткость EI железобетонных подпорных стен изменяется во времени. За счет ползучести и релаксации напряжений жесткость снижается на 50 % от начального значения для сечения без трещин. Указывается, что изгибная жесткость ограждения должна быть рассчитана для каждого этапа строительства и эксплуатации сооружения, и обычно считается целесообразным снижать EI на 30 % для стадии строительства (кратковременная жесткость) и на 50 % на стадии эксплуатации (длительная жесткость).
Как видно из обзора представленных выше работ, данная тема представляет интерес для геотехников как с точки зрения работы конструкции в отдельности, так и при совместном расчете системы основание — сооружение. Однако особенностей воздействия грунтовых условий в методиках определения ползучести бетона не учитывает ни одна из проанализированных работ, что говорит об открытости проблемы.
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
Чтобы показать качественное влияние ползучести бетона как фактора, пока не затрагивая влияние грунтовых условий, рассмотрим взаимодействие стены в грунте траншейного типа с четырьмя ярусами распорок и условным зданием недалеко от бровки в расчете методом конечных элементов. Для простоты будем рассматривать стену в грунте без трещин в растянутой зоне, а учет усадки оставим за рамками настоящей статьи. В этом случае изгибная жесткость балки может быть определена по следующему уравнению, приведенному в СП 63.13330.2018:
D = EblIreJ, (1)
где Eb1 — модуль деформации сжатого бетона, определяемый в зависимости от продолжительности действия нагрузки и с учетом наличия или отсутствия трещин; Ied — момент инерции приведенного
Рис. 1. Рассмотренная расчетная схема Fig. 1. Considered design model
поперечного сечения относительно его центра тяжести, определяемый с учетом наличия или отсутствия трещин.
Тогда для стены в грунте с коэффициентом армирования д = 2 %, начальным модулем упругости бетона Е0 = 30 ГПа и секущим модулем деформации с учетом ползучести Eb1 = 0,4Е0 изгибная жесткость балки D на 1 погонный метр составит соответственно 564 и 226 МНм2/м.
Расчеты выполнены в программном комплексе Plaxis 2D для изотропной однородной грунтовой среды на конечное стабилизированное состояние. Модель грунта Hardening-Soil со следующими характеристиками: Yunsat = 22 кН/м3, E50 = 25 МПа, E = 23 МПа, E 75 МПа, m = 0,5, v = 0,2,
oed ^ ur ^ ^ ^ ur ^ '
с = 50 кПа, Ф = 25°, p = 100 кПа, OCR = 3. Распорки имеют одинаковую жесткость на сжатие 3895 кН и установлены с шагом в плане 5 м. Расчетная схема представлена на рис. 1.
Результаты расчета показывают следующее.
Табл. 1. Осевые усилия в распорных конструкциях Table 1. Axial forces inside brace structures
Рассматривая напряженно-деформированное состояние массива грунта, следует отметить, что перемещение модели здания на бровке котлована увеличилось, но незначительно — с 34,9 до 36,3 мм; коэффициент запаса устойчивости откоса вырос с 3,986 до 4,524.
Горизонтальные перемещения ограждения котлована ожидаемо возросли со снижением изгибной жесткости стены в грунте с 48,5 до 54,9 мм.
Изменение внутренних усилий в стене в грунте также хорошо заметно. В целом внутренние усилия снизились. Например, максимальный изгибающий момент стены в грунте в уровне дна котлована снизился с 850 до 474 кН-м, а максимальный изгибающий момент стены в грунте в уровне распорок, полученный на втором ярусе, уменьшился с 613 до 499 кН-м.
Анализ усилий в распорках, представленных в табл. 1, показывает, что при учете ползучести бетона происходит перераспределение усилий с ниж-
Номер яруса Strut level Осевые усилия в распорках на последней фазе расчета, кН Struts axial forces on last phase of calculation, kN Отношение осевых усилий, д.е. Axial forces relationship, unit fraction
Без учета ползучести Without Creep С учетом ползучести With Creep
1 487 637 1,31
2 4913 4930 1,00
3 6404 5931 0,93
4 6445 5483 0,85
< п
tT
2Н
o t СО
l о
y 1
J со
ur I
n °
о I
o
0 i о n
CO CO
l\J CO
о
о 6
r 6
c
о
0)
о
c n
• ) (I
<D
01
W DO ■ T
s У с о
<D X 9090
M 2 О О 10 10 О О
о о сч N о о
N N
СП СП
¡г <и
и 3 > (Л
С «
и ю
I!
Ф О)
о ё
(Л
ел
<= О
^ с
ю °
£ 1
о Е
СП ^
т- ^
(Л
ел
«г?
I * Е!
О И №
них ярусов распорок на верхние. Первый ярус испытывает особенно сильный прирост осевого усилия, который составляет 31 %.
Таким образом, можно отметить, что в рассмотренном примере наиболее ярко влияние учета ползучести бетона стены в грунте сказывается на распорках. Прослеживается заметное увеличение действующих усилий в распорке первого яруса (31 %) и снижение в нижних ярусах (до 15 %).
Рассмотрев качественное влияние изучаемого эффекта, вернемся к процессу ползучести бетона, который обусловлен ползучестью цементного камня, заполнители же уменьшают ее пропорционально занимаемому ими объему [11].
Согласно гипотезе А.Е. Шейкина [11], ползучесть цементного камня обусловлена разрушением коагуляционных контактов в геле гидросиликатов кальция под действием поля напряжений и тепловых флуктуаций. По этой гипотезе на предельную меру ползучести бетона оказывают влияние все фундаментальные факторы, повышающие степень гидратации цемента к моменту загружения и уровень начальных напряжений.
В соответствии с этим мы разделим факторы, выделяемые исследователями бетонов, на те, которые геотехники могут регулировать, и те, которые определяют грунтовые условия. К первым можно отнести следующие:
1. Возраст бетона в момент нагружения. Увеличение возраста бетона к моменту приложения статической нагрузки снижает деформации ползучести.
2. Модуль поверхности бетона, то есть отношение площади поверхности, открытой для испарения влаги, к объему конструкции, уменьшение которого приводит к росту меры ползучести бетона.
3. Уровень начальных напряжений <зь/Кь влияет так, что нелинейность деформаций ползучести увеличивается с ростом действующего напряжения и уменьшением времени действия нагрузки.
4. Добавки в бетон. Введение в бетонную смесь воздухововлекающих или пенообразующих добавок, например повышающих морозостойкость, увеличивает деформации ползучести. Напротив, введение ускорителей твердения снижает их.
5. Крупность помола цемента. Ее уменьшение приводит к увеличению степени гидратации цемента и, соответственно, снижает меру ползучести бетона.
6. Расход цемента. С уменьшением водоце-ментного отношения В/Ц нарастает предельная мера ползучести.
7. Влагосодержание в бетоне в момент укладки. Наибольшая ползучесть отмечается при относительной весовой влажности 0,3-0,4.
Ко вторым можно отнести следующие:
1. Относительная влажность окружающего воздуха, с ростом которой снижается предельная мера ползучести.
2. Температура. Удельные деформации ползучести бетона, загруженного в зрелом возрасте, возрастают с увеличением температуры окружающей среды. При раннем загружении бетона с повышением температуры окружающей среды удельные деформации ползучести бетона соответственно уменьшаются.
3. Геологическое строение основания.
В настоящее время при расчетах железобетонных конструкций распространено применение теории линейной ползучести бетона. Многочисленными исследованиями было подтверждено, что ползучесть можно считать линейной, если напряжения в бетоне с4 составляют достаточно малую часть предела прочности бетона Кь. Принято обозначать указанную границу применимости теории линейной ползучести следующим образом:
^ = . (2)
В работе И.И. Улицкого [12] отмечается, что значение уровня напряжений п при сжатии находится в пределах 0,3-0,6, а при растяжении может достигать 1,0. В работах О.Я. Берга [13] и А.Г. Тамра-зяна [14] отмечается, что при сжатии часто условно принимают п = 0,5. В работе С.В. Александровского [15] также отмечается, что при п > 0,5 следует применять аппарат нелинейной теории ползучести.
Известно, что полную деформацию с учетом фактора времени можно выразить как сумму упругой мгновенной деформации е0 и деформации ползучести е (0 в соответствии со следующей формулой:
(3)
Введя коэффициент ползучести бетона ф(, равный отношению деформации ползучести еи(/) к упругой мгновенной деформации е0 в момент времени t, И.И. Улицкий предложил следующую форму записи уравнения (3):
£(У) = £0 + ф, £0.
(4)
Тогда из уравнения (4) мы с легкостью получаем уравнение секущего модуля деформации бетона в предельный момент времени, предлагаемое нам нормативным документом СП 63.13330.2018, в следующем виде:
Е„
1 + Ф»,<
(5)
где Еь — значение начального модуля упругости бетона при сжатии и растяжении; ф4 — коэффициент ползучести бетона, принимаемые по табл. 6.12 СП 63.13330.2018.
Использование коэффициента ползучести в предельный момент времени не отвечает задачам сравнения результатов расчета с данными мониторинга. Поэтому в этом случае и в задачах, где требуется учет фактора времени и стадийности работ,
предпочтительней пользоваться рекомендациями1, в которых оперируют параметром меры ползучести
сц, у.
Под мерой ползучести бетона С(/, /0) возрастом / понимается отношение коэффициента ползучести ф(/, /0) к модулю упругой (мгновенной) деформации бетона ЕД) в момент загружения /0.
C (t, t0 ) =
ф( ч)
(6)
Еь {о) '
Согласно указанным рекомендациям, меру ползучести бетона к моменту времени / при нагру-жении в возрасте /0 принимают в виде
С' (о ) =—^т--— +
0) Еь {(„) Еь (О
+С(«>, 28)а{г0)/ { - г0),
где С(да, 28) — предельное значение меры ползуче сти, рассчитываемое по следующей формуле:
(7)
C К 28) = CN К 28)2,2 с ^з
(8)
Значения С"(да, 28), ^ определяются в зависимости от подвижности бетонной смеси, класса бетона по прочности на сжатие, модуля поверхности и относительной влажности воздуха.
Функция учитывает влияние старения
бетона на меру ползучести, а функция ^ - /0) учитывает нарастание меры ползучести со временем. Их параметры определяются согласно вышеупомянутым рекомендациям в зависимости от модуля поверхности бетона возраста загружения, а сами они записываются в следующем виде:
П{0 ) = с + ¿е-'0; (9)
/ { - г0 ) = 1 - ке('-'0). (10)
Здесь необходимо отметить, что согласно действующему стандарту СП 63.13330.2018 значение относительной влажности воздуха, от которой зависят параметры ползучести, определяется как средняя месячная относительная влажность наиболее теплого месяца для района строительства. Такой же подход реализован в документах АС1 318-19 и 6720:1995/А3:2004. Однако конструкция ограждения котлована, в отличие от свай, лишь одной стороной обращена к атмосфере, которая к тому же может дополнительно увлажняться за счет фильтрации грунтовых вод по открытым порам и трещинам в бетоне. Также нельзя оставлять без внимания то, что такие подземные конструкции, как сваи и ограждения котлованов, в отличие от надземных конструкций, устраиваются не в опалубке, а в грунтовой выработке.
1 Рекомендации по учету ползучести и усадки бетона при расчете бетонных и железобетонных конструкций. М. : Стройиздат, 1988. 120 с. URL: https://files.stroyinf.ru/ Data2/1/4293791/4293791385.pdf.
В связи с вышеизложенным, становится необходимым знать, как оценивать влияние на параметры ползучести факта укладки бетонной смеси в грунтовую выработку и наличия полного либо частичного контакта с грунтом. Для этого проанализируем грунтовые условия твердения бетона, упомянутые ранее.
Влияние на ползучесть влажности тесно увязывают с процессом влагопереноса из бетона в окружающую среду. Этот процесс протекает до момента установления гигрометрического равновесия между средами бетона и грунта, то есть равенства относительной влажности воздуха на контакте.
Грунтовые условия твердения цементного камня разделяют на водные (твердения в воде), нормально-влажные (нет испарения воды, но и нет условий для поглощения извне) и воздушно-сухие (существуют условия для испарения воды в окружающую среду) [16]. Согласно этой работе, обычно при твердении растворов в скважине отсутствует испарение воды, однако возможно ее поглощение, например гигроскопичными горными породами. Также добавим, что подобное поглощение происходит в сухих песчаных и лессовых грунтах. Подводное твердение или твердение на контакте с водо-насыщенными грунтами обеспечивает наилучшие условия твердения. С другой стороны, наихудшие условия твердения наблюдаются при испарении воды из пор цементного камня. В этом случае становятся актуальными вопросы об относительной влажности воздуха грунтовой среды и особенностях технологии устройства конструкций в грунтах, которые рассмотрим ниже.
Таким образом, выделяются следующие характерные для геотехнических конструкций задачи, требующие решения для корректного определения деформаций ползучести бетона:
1) конструкция погружена в водонасыщенные грунты;
2) конструкция находится в грунтах со степенью водонасыщения £ < 1,0;
3) на результаты первых трех задач могут влиять технологические особенности устройства конструкций в грунтовых выработках.
Рассмотрим последовательно эти задачи.
Если при водонасыщенном состоянии грунтовой среды понятно, что отток влаги из бетона не происходит ввиду отсутствия градиента давления, то при степени водонасыщения < 1,0 вопрос открытый. Очевидно лишь то, что в этом случае насыщение бетона влагой или обратный процесс будут протекать под влиянием парциального давления водяного пара. Поэтому рассмотрим вопрос относительной влажности грунтовой атмосферы.
В талом грунте выделяют следующие состояния газов: свободные, адсорбированные и защемленные. В свободном состоянии газы находятся при степени водонасыщения £ < 0,5-0,6, а при повышении ее
< п
8 8 iH
G Г
0 сл
t CO
1 z У 1
J CD
> i
n °
О 3
о СЛ
О 2
о n
со со
n NJ О 0
О 66
> 6 t (
•) ii
<D
Ol
W DO
■ г
s □
(Л У
с о
<D X ,,
О О 2 2 О О
о о сч N о о
N N
¡г <и
U 3
> (Л
с и 2
U in
I!
<U О)
О ё
(Л
ел
i= О
^ с
ю °
S ц
о Е
СП ^
т- ^
(Л
ел
■8 Е!
о И №
до 0,8-0,9 свободные газы защемляются капиллярной водой и переходят в защемленное состояние [17].
В установлении гигродинамического равновесия, до достижения которого возможно истечение водяного пара из бетона, участвует только свободный газ, так как лишь он может оказывать парциальное давление в поровом пространстве грунта.
Типичные геологические условия устройства подземных конструкций таковы, что неводонасы-щенными являются грунты зоны аэрации, которые активно участвуют в газообмене с атмосферой, пытаясь выровнять состав и находясь под ее давлением. Более глубоко залегающие грунты либо являются водоупорами, либо находятся в водонасыщенном состоянии.
В гидрометеорологии, почвоведении и теории переноса вещества в пористых средах общепринято [18-25] следующее уравнение, описывающее относительную влажность воздуха в порах грунта:
ПГТ р ( ЧМ ^
Ш - р- = ехр^--^], (Ц)
где р — давление водяного пара при заданной температуре, Па; рх — давление насыщенного пара при заданной температуре, Па; Я — универсальная газовая постоянная, равная ~ 8,314 Дж/(мольК); Т — температура грунта, К; М — молекулярный (молярный) вес водяного пара, равный 0,018 кг/моль; ¥ — потенциал почвенной влаги (берется положительное значение), Дж/кг, который в литературе иногда заменяется эквивалентными единицами [21]:
• давление воды в почве Р , Па, получаемое путем умножения ¥ на плотность воды;
• напор воды в почве Р , м, получаемый путем деления ¥ на ускорение свободного падения.
Следующим вопросом является технология устройства грунтовых выработок, которая для последующей укладки бетона играет не менее важную роль. В настоящее время применяются следующие основные методы их устройства: без крепления стенок выработки, с креплением извлекаемыми обсадными трубами, под защитой избыточного давления воды, глинистого (бентонитового) или полимерного растворов. Первые два случая не оказывают дополнительного влияния на условия твердения бетона. Избыточное давление и применение глинистого или полимерного растворов дополнительно увлажняет окружающие грунты, повышая степень водо-насыщения и снижая водо- и газопроницаемость. Значимый эффект оказывает глинистый раствор, который в процессе фильтрации под действием гидростатического давления проникает в грунт и создает на контакте с бетоном глинистую корочку, представленную на рис. 2, являющемся доработанной версией схемы в работе J. Саггей et а1. [26]. Впоследствии она изолирует бетон от условий окружающего грунта до некоторой степени, которую можно охарактеризовать коэффициентом фильтрации.
Рис. 2. Схема контакта грунта и выработки при использовании глинистого раствора (дополненная версия схемы, перепечатанной из работы [26]) Fig. 2. Scheme of the contact zone of soil and trench with a bentonite suspension (reprinted from [26])
Исследования J. Carreto et al. [26] показывают, что при устройстве выемок в грунте под защитой глинистого раствора происходит незначительная потеря через стенки выемки глинистых частиц при постоянной фильтрации воды. При этом отмечается, что значительная потеря суспензии возможна лишь в гравелистых грунтах.
В работе Z. Zizka et al. [27] показано, что коэффициент фильтрации для воды из глинистого раствора быстро падает и стремится к ассимптотич-ному значению вместе с глубиной проникновения глинистых частиц в грунт. Причем скорость выхода на асимптоту тем быстрее, чем выше давление жидкости. Указанным коллективом были испытаны на проницаемость пески крупностью 0,25-0,5 и 0,5-1,0 мм с исходными коэффициентами фильтрации 35 и 173 м/сут, соответственно, и получены данные, представленные в табл. 2.
Приведенные в табл. 2 данные показывают, что начальные значения коэффициента фильтрации снизились на 3-4 порядка за 11-70 с, и конечная величина сильно зависит от давления нагнетания глинистой суспензии.
Исследование Nguyen The-Bao et al. [28] по изучению коэффициента фильтрации бентонитовой корочки в зависимости от коэффициента пористости и давления нагнетания показало, что с ростом давления коэффициент пористости и фильтрации снижается. Также была изучена зависимость толщины бентонитовой корочки от давления нагнетания, которая показала рост ее толщины вместе с давлением. В ходе эксперимента были испытаны растворы бентонитаторговых марокTixoton,Bentonil
Табл. 2. Коэффициент фильтрации глинистой корочки в зависимости от давления раствора Table 2. The filter cake water permeability coefficient depending on the slurry pressure
Давление глинистого раствора, МПа The slurry pressure, MPa Коэффициенты фильтрации глинистой корочки к в зависимости от размеров частиц песка, м/сут / The filter cake water permeability coefficient к depending on the grain size of sand, m/day
0,25-0,5 мм / mm 0,5-1,0 мм / mm
0,2 69x10-3/62 с / s 52x10-3/62 с / s
0,3 52x10-3/11 с / s 17x10-3/70 с / s
0,5 9x10-3/11 с / s —
0,7 7x10-3/12 с / s —
Примечание: в числителе значение установившегося коэффициента фильтрации, а в знаменателе — время его достижения в секундах.
Note: the value of the water permeability factor is provided in the numerator, and the time in seconds is provided in the denominator.
GTC4 и DY-100S в трех концентрациях: 4, 6 и 8 % с коэффициентами фильтрации (21.. .249) 10-7 м/сут, (19.. ,192)10-7 м/сут и (19.. .Ш)10-7 м/сут, соответственно, и измеренной толщиной корочки 1,75.2,5, 1,5.3,0 и 2,0.4,5 мм, соответственно.
В работе H. Choi [29] были разработаны численные модели, моделирующие поток грунтовых вод через глинистую противофильтрационную завесу толщиной стенки 0,6 м, у которой на контакте с грунтом присутствует бентонитовая корочка. Указано, что типичный коэффициент фильтрации корочки составляет 86 10-7 м/сут, а толщина — 5 и 10 мм.
Статья A. Soroush и M. Soroush [30] повествует нам об исследовании толщины глинистой корочки, образованной при длительном отстаивании бентонитового раствора в траншее для противофильтра-ционного ограждения. Поскольку по технологии
вначале устраиваются траншеи в порядке через одну, а в промежутках позднее, то на контакте панелей также образуется глинистая корочка, которая и стала предметом этого исследования. При этом толщина глинистой корочки оценивалась в зависимости от времени отстаивания суспензии в траншее, вида и количества добавок в раствор, наличия и отсутствия его циркуляции. В частности, в статье показано, как менялась толщина глинистой корочки для глинистых растворов с концентрацией бентонита 2, 3, 4, 6 и 7,5 % в зависимости от времени. За сутки толщина глинистой корочки любой концентрации бентонита не превысила 14 мм, причем чем выше концентрация бентонита, тем быстрее достигалась наибольшая толщина корочки. Эти сведения приводятся на рис. 3. В работе отмечается, что циркуляция раствора приводит к некоторому уменьшению толщины корочки. Применение
< п
8 8 iH
0 м
t CO
1 z
y 1
J CD
> i
» 3
о »
о
о
Рис. 3. Зависимость толщины глинистой корочки от времени отстаивания глинистой суспензии в траншее при различной концентрации бентонита (перепечатано с [30])
Fig. 3. Variation in thickness of the bentonite cake versus time for different bentonite concentrations of the slurry (reprinted from [30])
со со
i\j
CO
о
>6
• ) (I
<D
01
W DO ■ T
s У с о
<D Ж 9090
M 2 О О 10 10 О О
о о сч N о о
N N
СП СП
К <D
U 3
> (Л
С И
m in
Î!
<U О)
О S
регенерированного глинистого раствора приводит к большей толщине корочки и более быстрому ее росту по сравнению со свежеприготовленным раствором, так же как и наличие в основании сухих хорошо фильтрующих грунтов.
Из опытов C. Lam и др. [31] известно, что прочность контакта бетон — грунт снижается с ростом толщины глинистой корочки и глубины проникновения глинистых частиц в грунт, которые растут со временем. Такие же данные нашли свое отражение в рекомендациях2, где показано влияние на прочность контакта грунта с щелевым фундаментом следующих параметров: удельный вес суспензии, характеризующий концентрацию глинистых частиц, и время отстаивания раствора в траншее. Снижение прочности контакта охарактеризовано через коэффициенты работы по боковой поверхности, значения которых приведены в табл. 3.
В статье [32] отмечено, что опыты C. Loreck [33, 34], в которых анализировалось боковое давление свежего бетона стены в грунте, показали, что при укладке бетонной смеси в траншею происходит консолидация водонасыщенной глинистой корочки.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Обзор существующих работ показал актуальность темы исследования и подтвердил необходимость учета ползучести бетона при решении практических задач. Установлено, что ползучесть бетона влияет на распределение осевого усилия в сваях по глубине и приводит к снижению изгиб-ной жесткости железобетонных конструкций. В настоящее время для расчета конструкций, устраиваемых в грунтовых выработках, применяются методы расчета параметров ползучести, не учитывающие
2 Рекомендации по проектированию и строительству щеле-
вых фундаментов. М. : НИИОСП, 1982. 51 с. URL: https:// files.stroyinf.ru/Index2/1/4293793/4293793787.htm
геотехнические особенности работы конструкций и способа их изготовления.
Оценочные расчеты показывают, что качественно влияние ползучести бетона в расчетах ограждений котлованов сказывается на напряженно-деформированном состоянии как строительных конструкций, так и грунтового основания. Однако количественно можно увидеть, что в большей степени влияние ползучести проявляется в прогибах стены в грунте и перераспределении усилий между распорными конструкциями с нижних ярусов на верхние, что связано с увеличением податливости ограждающей конструкции. Наибольший рост продольных усилий на 31 % отмечается в верхнем ярусе распорок, во втором ярусе усилия не изменились, в третьем и четвертом снизились на 7 и 15 % соответственно. Поэтому видится, что эффекты ползучести бетона в ограждающих конструкциях следует прослеживать по осевым усилиям в распорных конструкциях и анкерах при длительном мониторинге.
Факторы, влияющие на ползучесть бетона, можно разделить на регулируемые и нерегулируемые. К первым можно отнести возраст бетона в момент нагружения, модуль поверхности, уровень начальных напряжений о4/Я4 и состав бетонной смеси. Ко вторым — относительную влажность воздуха, температуру окружающей среды, геологические условия.
Действующий стандарт РФ на проектирование железобетонных конструкций СП 63.13330.2018 подразумевает применение теории линейной ползучести бетона и предлагает применение коэффициента ползучести бетона ф4 с, который определяется только в зависимости от класса бетона по прочности и относительной влажности воздуха наиболее теплого месяца для района строительства в предельный момент времени. Применение рекомендаций НИИЖБ по учету ползучести и усадки бетона при
от "
ОТ Е —
^ w
ï §
CL° ^ с ю °
S 1
о Е
СП ^
~Z. £
ОТ £ от °
I
si
О И
Табл. 3. Коэффициент условий работы грунта по боковой поверхности щелевого фундамента (перепечатано из рекомендаций2)
Table 3. The strength reduction factor of the contact of soil — barrette (reprinted from2)
Вид грунта Soil type Вид глинистого раствора The basic component of the slurry Промежуток времени от момента окончания разработки траншеи до начала бетонирования, ч Time from trench excavation completion to concreting, h
< 4 4-6 6-48 > 48
Бентонитовый / Bentonite 0,7 0,6 0,4 0,2
Пески, супеси (Y < 11 кН/м3 / kN/m3)
Sand, loamy sand Небентонитовый / Non-bentonite 0,8 0,7 0,5 0,3
(Y = 11,3-12,5 кН/м3 / kN/m3)
Суглинки, глины Loam soils, clays Любой / Any (Y < 12,5 кН/м3 / kN/m3) 0,6 0,5 0,4 0,2
расчете бетонных и железобетонных конструкций позволяет учесть возраст бетона /, момент времени приложения внешней нагрузки / подвижность бетонной смеси, количество воды затворения и вовлеченного воздуха, вид заполнителя, модуль открытой поверхности и наличие циклической нагрузки. Это может быть особенно полезно в сопоставлении расчетных данных с мониторингом.
С точки зрения влияния грунтовых условий на процесс твердения цементного камня выделяют: водное твердение, нормально-влажное и воздушно-сухое. Подводное твердение или твердение на контакте с водонасыщенными грунтами обеспечивает наилучшие условия. Наихудшие условия наблюдаются при испарении воды из пор цементного камня в сухих грунтах, например скальных, лессовых и песчаных.
Исследования показывают, что при степени водонасыщения 5 > 0,8-0,9 свободные газы защемляются капиллярной водой, поэтому можно считать условия твердения бетона соответствующими подводному. При 0,5-0,6 < 5г < 0,8-0,9 условия твердения можно считать нормально-влажными. При 5 < 0,5-0,6 бетон находится в воздушно-сухих условиях, при которых потенциально возможно испарение из него воды в окружающую среду и истечение воды, использованной для затворения. Как при 5 > 0,5-0,6, так и при устройстве выработки под защитой глинистого раствора относительную влажность грунтовой атмосферы ЯИ можно считать равной 100 %. Для случая 5г < 0,5-0,6 ЯИ следует рассчитывать, например, по формуле (11).
С точки зрения влияния технологии устройства выработки особо выделяется откопка под защитой глинистого раствора, при которой между грунтом и железобетонной конструкцией присутствует водонасыщенная глинистая корочка с рядовой толщиной порядка 5-10 мм. Исследования показывают, что глинистая корочка сохраняет свою проницаемость для воды постоянно на некотором значении, зависящем от давления и времени нагнетания. Поскольку время нагнетания ограничено сроком от начала откопки до бетонирования траншеи, а давление — ее глубиной, то можно сделать
вывод, что глинистая корочка не может считаться абсолютной изоляцией бетона в выработке от фильтрационного потока воды. Также опытами установлено, что после заливки бетонной смеси в траншею происходит консолидация водонасыщенной глинистой корочки, что позволяет сделать вывод о ее паронепроницаемо сти.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ
Становится очевидно, что методологически задачи определения относительной влажности воздуха грунтовой атмосферы решаемы. Остается лишь в дальнейшем количественно оценить величину ЯИ для паропроницаемых грунтов со степенью водона-сыщения 5 < 0,5-0,6.
Поскольку влияние относительной влажности воздуха и потока грунтовых вод главным образом сводится к формированию определенной весовой влажности бетона, то актуализируется вопрос определения ее установившегося значения. Так, если для сваи с ее однородными по периметру граничными условиями задача определения весовой влажности достаточно тривиальна, то для ограждения котлована можно выделить следующие три задачи, требующие решения:
1) ограждение котлована имеет на одной границе неводонасыщенный грунт с относительной влажностью воздуха грунтовой среды ЯИ., а на другой — атмосферный воздух с относительной влажностью ЯИ;
е'
2) ограждение котлована имеет с одной стороны грунтовые воды с определенным гидростатическим давлением, а с другой — атмосферный воздух с относительной влажностью ЯИ;
е
3) ограждение котлована имеет с одной стороны грунтовые воды с определенным гидростатическим давлением, а с другой — атмосферный воздух с относительной влажностью ЯИ, но контакт грунт — бетон разделяет глинистая корочка.
Решение этих задач качественно решит проблему применения методов учета ползучести бетона в таких геотехнических конструкциях, как сваи и железобетонные ограждения котлованов.
< п
8 8 iH
G Г
0 сл
t CO
1 z У 1
J to
> I
n °
О 3
о СЛ
О 2
о n
со со
n NJ
О 0
О £
> §
ЛИТЕРАТУРА
1. Евсеев Н.А. Особенности учета нелинейной работы железобетона в расчетах взаимодействия здания и основания // Геотехника. 2018. Т. 10. № 4. С. 58-71. URL: http://www.geomark.ru/articles/oso-bennosti-ucheta-nelineynoy-raboty
2. Евсеев Н.А. Метод расчета зданий из монолитного железобетона во взаимодействии с основанием при учете физической нелинейной работы железобетонных конструкций // Жилищное строи-
тельство. 2019. № 11. C. 41-45. DOI: 10.31659/00444472-2019-11-41-45
3. Li K., Han J., Zhou C., Ju Y. Early-age stress analysis of a concrete diaphragm wall through tensile creep modeling // Materials and Structures. 2009. Vol. 42. Issue 7. Pp. 923-935. DOI: 10.1617/s11527-008-9432-4
4. Bourne-Webb P.J. The role of concrete creep under sustained loading, during thermo-mechanical testing of energy piles // Computers and Geotechnics.
• ) (I
<D
01
W DO ■ T
s У с о
<D X 9090
2 2 О О 2 2 О О
2020. Vol. 118. P. 103309. DOI: 10.1016/j.comp-geo.2019.103309
5. Kim D., Kim H., Shin K.J., Seo H. The effect of concrete deformation on displacement of an axially loaded drilled shaft // Marine Georesources & Geotechnology. 2016. Vol. 34. Issue 2. Pp. 116-126. DOI: 10.1080/1064119x.2014.969413
6. Truty A.A. Influence of diaphragm wall installation in overconsolidated sandy clays on in situ stress disturbance and resulting wall deformations // Annals Warsaw University of Life Sciences — SGGW. 2016. Vol. 48. Issue 3. Pp. 243-253. DOI: 10.1515/sggw-2016-0019
7. Dong Y.P., Burd H.J., Houlsby G.T. Finite element parametric study of the performance of a deep excavation // Soils and Foundations. 2018. Vol. 58. Issue 3. Pp. 729-743. DOI: 10.1016/j.sandf.2018.03.006
8. Ou C.Y. Deep excavation: Theory and practice. London : Taylor & Francis, 2006. 552 p. DOI: 10.1201/9781482288469
9. Soekhoe R.S. Realistic bending stiffness of diaphragm walls for structural analysis: A comparison with the uncracked and totally cracked stiffness for the case
0 0 of The Waalbrug Nijmegen. Delft: Delft University of о о technology, 2015. URL: https://repository.tudelft.nl/is-* * landora/object/uuid:e58d7ab2-1ff3-4d19-a47a-c12d7cf
СП №
^ ф c7fa1?collection=education
> ю 10. Gaba A., Hardy S., Doughty L., Powrie W.,
с tfl
2 ~ Selemetas D. Guidance on embedded retaining wall de-
"j £ sign. London : CIRIA, 2017. URL: https://www.cina.
£ ® org/ItemDetail?iProductcode=C760&Category=BOOK | з 11. Шейкин А.Е., Чеховский Ю.В., Брус-
I- сер М.И. Структура и свойства цементных бетонов.
~ ^ М. : Стройиздат, 1979. 344 с.
= .3 12. Улицкий И.И. Теория и расчет железобетон-
О ^ ных стержневых конструкций с учетом длительных
о процессов. Киев : Будiвельник, 1967. 347 с.
CD <f
<9 -5 13. Берг О.Я. Физические основы теории проч-
^ С
° го ности бетона и железобетона. М. : Госстройиздат,
™ о 1961. 96 с.
tj
$ 2 14. Тамразян А.Г., Есаян С.Г. Механика пол— ! зучести бетона. М. : Изд-во МИСИ - МГСУ, 2012. f о 488 c. URL: https://search.rsl.ru/ru/record/01006511095
о 15. Александровский С.В. Расчет бетонных со —
со и железобетонных конструкций на изменения тем-
fj о пературы и влажности с учетом ползучести бетона.
3-е изд., перераб. и доп. М. : НИИЖБ, 2004. 712 с.
^ ~ URL: https://search.rsl.ru/ru/record/01002502609
— 16. Зварыгин В.И. Тампонажные смеси. Крас-
^ 2 ноярск : Сиб. федер. ун-т, 2014. 216 с.
W 17. Грунтоведение / В.Т. Трофимов, В.А. Ко® ЕЕ ролев, Е.А. Вознесенский, Г.А. Голодковская, | s£ Ю.К. Васильчук, Р.С. Зиангиров; под ред. В.Т. Тро-¡3 -ц фимова. 6-е изд., перераб. и доп. М. : Изд-во МГУ; £ £ Наука, 2005. 1024 с. URL: http://www.geolmsu.ru/ files/grunt.pdf
18. Вершинин А.П. Анализ и оценка современных методов определения испарения с природных ландшафтов // Современные проблемы гидрометеорологии : сб. науч. тр. СПб. : РГГМУ, 1999. С. 121-141.
19. Smagin A.V. Physically based mathematical models of the water vapor sorption by soils // Eurasian Soil Science. 2011. Vol. 44. No. 6. Pp. 659-669. DOI: 10.1134/S1064229311060135
20. Смагин А.В. Газовая фаза почв. М. : Изд-во МГУ, 2005. 301 с. URL: https://istina.msu.ru/download /21571401/1jQZjo:wtV7srgdWoGMoyTnP39j2BZ_-pI
21. Спозито Г. Термодинамика почвенных растворов / пер. с англ. и ред. А.М. Глобуса. Ленинград : Гидрометеоиздат, 1984. 240 с.
22. Глобус А.М. Экспериментальная гидрофизика почв: методы определения потенциала и коэффициентов переноса почвенной влаги. Ленинград : Гидрометеоиздат, 1969. 355 с.
23. Amer A.M.A. Water vapor adsorption and soil wetting // Wetting and Wettability. Moscow, Aliofkhaz-raei, 2015. DOI: 10.5772/60953
24. Bittelli M., Ventura F., Campbell G., Snyder R., Gallegati F., Pisa P.R. Coupling of heat, water vapor, and liquid water fluxes to compute evaporation in bare soils // Journal of Hydrology. 2008. Vol. 362. Issue 3-4. Pp. 191-205. DOI: 10.1016/j.jhydrol.2008.08.014
25. Bear J. Modeling phenomena of flow and transport in porous media. Cham : Springer, 2018. DOI: 10.1007/978-3-319-72826-1
26. Carreto J., Caldeira L., Maranha das Neves E. Processes involved in the formation and performance of self-hardening slurry walls: Santa Clara-a-Velha monastery cutoff wall // Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 2016. Vol. 142. Issue 7. Pp. 04016019. DOI: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0001483
27. Zizka Z., Schoesser B., Thewes M., Schanz T. Slurry shield tunneling: new methodology for simplified prediction of increased pore pressures resulting from slurry infiltration at the tunnel face under cyclic excavation processes // International Journal of Civil Engineering. 2019. Vol. 17. Pp. 113-130. DOI: 10.1007/ s40999-018-0303-2
28. Nguyen T.-B., Lee C., Lim J., Choi H. Hydraulic characteristics of bentonite cake fabricated on cutoff walls // Clays and Clay Minerals. 2012. Vol. 60. No. 1. Pp. 40-51. DOI: 10.1346/CCMN.2012.0600104
29. Choi H.-J., Nguyen T.-B., Lim J., Choi H. Parametric study on cutoff performance of soil-benton-ite slurry wall: Consideration of construction defects and bentonite cake // KSCE Journal Civil Engineering. 2015. Vol. 19. Pp. 1681-1692. DOI: 10.1007/s12205-014-1171-1
30. Soroush A., Soroush M. Parameters affecting the thickness of bentonite cake in cutoff wall construction: case study and physical modeling // Canadian Geo-
technical Journal. 2005. Vol. 42. Issue 2. Pp. 646-654. DOI: 10.1139/T04-090
31. Lam C., Jefferis S.A., Suckling T.P., Trough-ton V.M. Effects of polymer and bentonite support fluids on the performance of bored piles // Soils and Foundations. 2015. Vol. 55. Issue 6. Pp. 1487-1500. DOI: 10.1016/j.sandf.2015.10.013
32. Шулятьев О.А., Минаков Д.К. Влияние изменения напряженно-деформированного состояния в грунтовом массиве при устройстве стены в грунте на расчет ограждающих и распорных конструкций котлована // Геотехника. 2018. Т. 10. № 3. С. 54-68.
URL: http://www.geomark.ru/articles/vliyanie-izmen-eniya-napryazhenno-deform/
33. Loreck C., Triantafyllidis T. Berücksichtigung des Frischbetondrucks bei der FE-Simulation der Schlitzandherstellung // Bautechnik. 2007. Vol. 84. Issue 9. Pp. 646-655. DOI: 10.1002/bate.200710055
34. Loreck C.M. Die entwicklung des frischbetondrucks bei der herstellung von schlitzwänden. Bochum, 2008. 224 p. URL: https://www.tib.eu/de/suchen/id/ TIBKAT%3A590632906/Die-Entwicklung-des-Frisch-betondrucks-bei-der-Herstellung/
Поступила в редакцию 7 июля 2020 г. Принята в доработанном виде 4 августа 2020 г. Одобрена для публикации 25 августа 2020 г.
Об авторах: Завен Григорьевич Тер-Мартиросян — доктор технических наук, профессор, профессор кафедры механики грунтов и геотехники; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; SPIN-код: 9613-8764, ORCID: 0000-0001-9159-6759, Scopus: 35621133900, ResearcherID: Q-8635-2017; [email protected];
Виктор Васильевич Бахмисов — старший инженер; НИИОСП им. Герсеванова — АО «НИЦ «Строительство»; 109428, г. Москва, Рязанский пр-т, д. 59; SPIN-код: 3438-3850; [email protected].
REFERENCES
1. Evseev N.A. The features of reinforced concrete non-linear behavior account in soil-structure interaction calculations. Geotachnics. 2018; 10(4):59-69. URL: http://www.geomark.ru/articles/osobennosti-ucheta-nelineynoy-raboty (rus.).
2. Evseev N.A. Method of calculation of monolithic reinforced concrete buildings in interaction with the base with due regard for physically nonlinear work of reinforced concrete structures. Housing Construction. 2019; 11:41-45. DOI: 10.31659/0044-4472-2019-11-4145 (rus.).
3. Li K., Han J., Zhou C., Ju Y. Early-age stress analysis of a concrete diaphragm wall through tensile creep modeling. Materials and Structures. 2009; 42(7):923-935. DOI: 10.1617/s11527-008-9432-4
4. Bourne-Webb P. The role of concrete creep under sustained loading, during thermo-mechanical testing of energy piles. Computers and Geotechnics. 2020; 118:103309. DOI: 10.1016/j.compgeo.2019.103309
5. Kim D., Kim H., Shin K., Seo H. The effect of concrete deformation on displacement of an axially loaded drilled shaft. Marine Geores-ources & Geotechnology. 2014; 34(2):116-126. DOI: 10.1080/1064119x.2014.969413
6. Truty A.A. Influence of diaphragm wall installation in overconsolidated sandy clays on in situ stress disturbance and resulting wall deformations. Annals Warsaw University of Life Sciences — SGGW. 2016; 48(3):243-253. DOI: 10.1515/sggw-2016-0019
7. Dong Y.P., Burd H.J., Houlsby G.T. Finite element parametric study of the performance of a deep excavation. Soils and Foundations. 2018; 58(3):729-743. DOI: 10.1016/j.sandf.2018.03.006
8. Ou C.-Y. Deep excavation: Theory and practice. London, Taylor & Francis, 2006. DOI: 10.1201/9781482288469
9. Soekhoe R. Realistic bending stiffness of diaphragm walls for structural analysis: A comparison with the uncracked and totally cracked stiffness for the case of The Waalbrug Nijmegen. Delft, Delft University of technology, 2015. URL: http://resolver.tudelft.nl/ uuid:e58d7ab2-1ff3-4d19-a47a-c12d7cfc7fa1
10. Gaba A., Hardy S., Doughty L., Powrie W., Selemetas D. Guidance on embedded retaining wall design. London, CIRIA, 2017. URL: https://www.dria. org/ItemDetail?iProductcode=C760&Category=B00K
11. Sheykin A., Chehovskiy J., Brusser M. Structure and properties of cement concrete. Moscow, Stroy-izdat, 1979; 344. (rus.).
12. Ulitskiy I.I. Theory and calculation of reinforced concrete bar structures taking into account long-term processes. Kiev, Budivel'nik, 1967; 347. (rus.).
13. Berg O.Ya. The physical basis of the theory of durability of concrete and reinforced concrete. Moscow, Gosstroyizdat, 1961; 96. (rus.).
14. Tamrazyan A.G., Esayan S.G. Creep mechanics of concrete. Moscow, Moscow State University of Civil Engineering Publ., 2012. URL: https://search.rsl. ru/ru/record/01006511095 (rus.).
< П
iH G Г
S 2
0 м t со
1 z y 1
J со
Ul
r I n °
О 3
о »
О 3
о n
со со
n M » 0
О £
Г g t (
• ) ii
(D
01
W DO
■ г
s □
s У с о
(D Ж 9090
M 2 О О 10 10 О О
o o tv N o o
N N
e» e»
* Ol U 3 > in C M
u in
in 0
<D <D
o ig
M M
i= O
CL
c
LT) O
s H
o E
CD ^
15. Aleksandrovskiy S.V. Calculation of concrete and reinforced concrete structures for changes in temperature and humidity, taking into account the creep of concrete. 3rd ed. Moscow, NIIZHB, 2004; 712. URL: https://search.rsl.ru/ru/record/01002502609 (rus.).
16. Zvarygin V.I. Grout mixes. Krasnoyarsk, Siberian Federal University, 2014; 216. (rus.).
17. Trofimov V.T., Korolev V.A., Voznesen-skiy E.A., Golodkovskaya G.A., Vasil'chuk Yu.K., Ziangirov R.S. Soil science. Moscow, MSU Publ., 2005; 1024. URL: http://www.geolmsu.ru/files/grunt. pdf (rus.).
18. Vershinin A.P. Modern problems of hydrome-teorology: collection of scientific papers. St. Petersburg, RSHU, 1999; 121-141. (rus.).
19. Smagin A.V. Physically based mathematical models of the water vapor sorption by soils. Eurasian Soil Science. 2011; 44(6):659-669. DOI: 10.1134/ S1064229311060135
20. Smagin A.V. The gaseous phase of soils. Moscow, MSU Publ., 2005; 301. URL: https://istina.msu.ru/ download/21571401/1jQZjo:wtV7srgdWoGMoyTnP39 j2BZ_-pI (rus.).
21. Sposito G. The thermodynamics of soil solution. Oxord University Press, 1981; 223.
22. Globus A.M. Experimental soil hydrophysics: Methods for determining the potential and soil moisture transfer coefficients. Leningrad, Hydrometeoizdat, 1969; 355.
23. Amer A.M.A. Water vapor adsorption and soil wetting. Wetting and Wettability. Aliofkhazraei M. (ed.). 2015. DOI: 10.5772/60953
24. Bittelli M., Ventura F., Campbell G., Snyder R., Gallegati F., Pisa P.R. Coupling of heat, water vapor, and liquid water fluxes to compute evaporation in bare soils. Journal of Hydrology, 2008; 362(3-4):191-205. DOI: 10.1016/j.jhydrol.2008.08.014
25. Bear J. Modeling phenomena of flow and transport in porous media. Cham, Springer, 2018. DOI: 10.1007/978-3-319-72826-1
26. Carreto J., Caldeira L., Maranha das Neves E. Processes involved in the formation and performance of self-hardening slurry walls: Santa Clara-a-Velha monastery cutoff wall. Journal of Geotechnical and Geoen-
Received July 7, 2020.
Adopted in revised form on August 4, 2020.
Approved for publication on August 25, 2020.
vironmental Engineering. 2016; 142(7):04016019. DOI: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0001483
27. Zizka Z., Schoesser B., Thewes M., Schanz T. Slurry shield tunneling: new methodology for simplified prediction of increased pore pressures resulting from slurry infiltration at the tunnel face under cyclic excavation processes. International Journal of Civil Engineering. 2019; 17:113-130. DOI: 10.1007/s40999-018-0303-2
28. Nguyen T.-B., Lee C., Lim J., Choi H. Hydraulic characteristics of bentonite cake fabricated on cutoff walls. Clays and Clay Minerals. 2012; 60(1):40-51. DOI: 10.1346/CCMN.2012.0600104
29. Choi H.-J., Nguyen T.-B., Lim J., Choi H. Parametric study on cutoff performance of soil-bentonite slurry wall: Consideration of construction defects and bentonite cake. KSCE Journal Civil Engineering. 2015; 19:1681-1692. DOI: 10.1007/s12205-014-1171-1
30. Soroush A., Soroush M. Parameters affecting the thickness of bentonite cake in cutoff wall construction: case study and physical modeling. Canadian Geotechnical Journal. 2005; 42(2):646-654. DOI: 10.1139/T04-090
31. Lam C., Jefferis S.A., Suckling T.P., Trough-ton V.M. Effects of polymer and bentonite support fluids on the performance of bored piles. Soils and Foundations. 2015; 55(6):1487-1500. DOI: 10.1016/j. sandf.2015.10.013
32. Shulyatev O.A., Minakov D.K. Influence of soil mass stress-strain state during the diaphragm wall installation on the excavation support structures. Geo-tachnics. 2018; 10(3):54-68. URL: http://www.geo-mark.ru/articles/vliyanie-izmeneniya-napryazhenno-deform/ (rus.).
33. Loreck C., Triantafyllidis T. Berücksichtigung des Frischbetondrucks bei der FE-Simulation der Schlitzandherstellung. Bautechnik. 2007; 84(9):646-655. DOI: 10.1002/bate.200710055 (ger.).
34. Loreck C.M. Die Entwicklung des Frischbetondrucks bei der Herstellung von Schlitzwänden. Bochum, 2008; 224. URL: https://www.tib.eu/de/suchen/ id/TIBKAT%3A590632906/Die-Entwicklung-des-Frischbetondrucks-bei-der-Herstellung/ (ger.).
w w
I
O M
Bionotes: Zaven G. Ter-Martirosyan — Doctor of Technical Sciences, Professor, Professor of Department of Soil Mechanics and Geotechnics; Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; SPIN-code: 9613-8764, ORCID: 0000-00019159-6759, Scopus: 35621133900, ResearcherID: Q-8635-2017; [email protected];
Viktor V. Bakhmisov — Senior geotechnical engineer; Gersevanov Research Institute of Bases and Underground Structures (NIIOSP) — "Research Center of Construction" JSC; 59 Ryazanskiy Ave, Moscow, 109428, Russian Federation; SPIN-code: 3438-3850; [email protected].
