Solurile de tasare: tipuri și caracteristici. Metoda de determinare a densitatii solului. Structura și textura solului, rezistența structurală și conexiunile cu sol Efectul gradientului de presiune inițial

Puncte: 1/1

Calculul fundațiilor pe baza capacității portante, dacă nu poate fi efectuat analitic, poate fi efectuat prin metode grafico-analitice folosind suprafețe de alunecare rotund-cilindrice sau sparte, dacă:

Alege un singur răspuns.

Puncte: 1/1

Valorile de control ale coeficientului de compactare a solului depind de grosimea totală a umpluturii?

Alege un singur răspuns.

Puncte: 0,9/1

Este necesar să se efectueze calcule bazate pe deformațiile fundațiilor structurilor de la sarcinile externe și greutatea proprie a solului atunci când se evaluează stările limită ale primului grup?

Alege un singur răspuns.

	o. Nu
	b. Da

Puncte: 0,9/1

Cum se realizează tranziția de la o cotă la alta pentru fundațiile de plăci adiacente situate la cote diferite?

Alege un singur răspuns.

Puncte: 1/1

Este necesar să se efectueze calcule pe baza rezistenței materialelor de construcție a fundației atunci când se evaluează stările limită ale primului grup?

Alege un singur răspuns.

	o. Da
	b. Nu

Puncte: 1/1

Pentru ce combinație de sarcini ar trebui calculată fundația pe baza capacității sale portante?

Alege un singur răspuns.

	o. pentru combinația de sarcină principală
	b. pentru combinații de bază și speciale de sarcini
	c. pentru o combinație specială de sarcini

Totalitatea particulelor solide formează scheletul solului. Forma particulelor poate fi unghiulară sau rotundă. Caracteristica principală a structurii solului este compoziția granulometrică, care arată raportul cantitativ al fracțiilor de particule de diferite dimensiuni.

Textura solului depinde de condițiile de formare a acestuia și de istoria geologică și caracterizează eterogenitatea grosimii solului în formațiune. Există următoarele tipuri principale de compoziție a solurilor argiloase naturale: stratificate, continue și complexe.

Principalele tipuri de conexiuni structurale în sol:

1) cristalizare legătura este inerentă solurilor stâncoase. Energia legăturilor cristaline este proporțională cu energia intracristalină a legăturilor chimice ale atomilor individuali.

2)apă-coloidal legăturile sunt determinate de forțele de interacțiune electromoleculară dintre particulele minerale, pe de o parte, și peliculele de apă și învelișurile coloidale, pe de altă parte. Mărimea acestor forțe depinde de grosimea filmelor și a carcasei. Legăturile apă-coloidale sunt plastice și reversibile; odată cu creșterea umidității, acestea scad rapid la valori apropiate de zero.

Sfârșitul lucrării -

Acest subiect aparține secțiunii:

Note de curs despre mecanica solului

Dacă aveți nevoie de material suplimentar pe această temă, sau nu ați găsit ceea ce căutați, vă recomandăm să utilizați căutarea în baza noastră de date de lucrări:

Ce vom face cu materialul primit:

Dacă acest material ți-a fost util, îl poți salva pe pagina ta de pe rețelele sociale:

Tweet

Toate subiectele din această secțiune:

Compoziția și structura solurilor
Solul este un mediu cu trei componente format din componente solide, lichide și gazoase. Uneori, biota – materie vie – este izolată în sol. Componente solide, lichide și gazoase

Proprietățile fizice ale solurilor
Să ne imaginăm un anumit volum de sol cu ​​trei componente cu o masă

Conceptul de rezistență condiționată de proiectare
Cea mai importantă caracteristică a capacității portante a solurilor este rezistența de proiectare, care depinde de proprietățile fizice și mecanice ale fundației și de parametrii geometrici ai fundației.

Proprietățile mecanice ale solurilor
Proprietățile mecanice ale solurilor sunt înțelese ca fiind capacitatea lor de a rezista modificărilor de volum și formă ca urmare a forței (suprafață și masă) și fizice (modificări de umiditate, temperatură și

Deformabilitatea solului
Sub influența sarcinilor transmise de structură, solurile de fundație pot suferi deformații mari.

Să luăm în considerare dependența decontării timbrului
Teste de compresie, obtinerea si analiza curbelor de compresie

Compresia este comprimarea uniaxială a unei probe de sol printr-o sarcină verticală, cu condiția să nu existe expansiune laterală. Testele sunt efectuate într-un dispozitiv de compresie - odometru (Fig. 2.2.).
Caracteristicile de deformare ale solurilor

Cu o mică modificare a tensiunii de compresiune (aproximativ 0,1...0,3 MPa), scăderea coeficientului de porozitate a solului este proporțională cu creșterea tensiunii de compresiune.
Factorul de compresibilitate

Permeabilitatea solului
Permeabilitatea apei este proprietatea solului saturat cu apa de a permite trecerea unui flux continuu de apa prin porii sai sub influenta diferentelor de presiune.

Să luăm în considerare schema de filtrare a apei din element
Legea filtrării laminare

Experimental, oamenii de știință de la Darcy au descoperit că rata de filtrare este direct proporțională cu diferența de presiune (
Dispozitivul de forfecare (Fig. 2.6.) permite, la diferite tensiuni normale specificate, determinarea tensiunilor limitatoare de forfecare care apar in momentul distrugerii probei de sol. Schimbare (distrugere)

Rezistența la forfecare în condiții complexe de solicitare. Teoria forței Coulomb-Mohr
Teoria Coulomb-Mohr ia în considerare rezistența solului în condiții complexe de stres. Fie ca tensiunile principale să fie aplicate pe fețele volumului elementar de sol (Fig. 2.8, a). Cu treptat

Rezistența solurilor în stare neconsolidată
Cele de mai sus corespund testarii solurilor in stare stabilizata, adica atunci cand tasarea probei din actiunea tensiunii de compresiune a incetat.

Cu conso neterminat
Metode de teren pentru determinarea parametrilor proprietăților mecanice ale solurilor

În cazurile în care este dificil sau imposibil să se selecteze mostre de sol dintr-o structură netulburată, se folosesc metode de testare pe teren pentru a determina caracteristicile de deformare și rezistență.
Determinarea tensiunilor în masele de sol

Tensiunile în masele de sol care servesc ca fundație, mediu sau material pentru o structură apar sub influența sarcinilor externe și a greutății proprii a solului.
Principalele sarcini de calcul pentru

Modelul deformațiilor elastice locale și semispațiul elastic
La determinarea tensiunilor de contact, un rol important îl joacă alegerea modelului de calcul al fundației și a metodei de rezolvare a problemei de contact. Cel mai răspândit în practica inginerească este

Influența rigidității fundației asupra distribuției tensiunilor de contact
Teoretic, diagrama tensiunilor de contact sub o fundație rigidă are un aspect în formă de șa cu valori infinit de mari ale tensiunilor la margini. Cu toate acestea, din cauza deformărilor plastice ale solului în timpul

Distribuția tensiunilor în fundațiile solului datorită greutății proprii a solului
Tensiunile verticale din greutatea proprie a solului la adâncimea z de la suprafață sunt determinate de formula:

Determinarea tensiunilor într-o masă de sol datorită acțiunii sarcinii locale pe suprafața acestuia
Distribuția tensiunilor în fundație depinde de forma fundației în plan. În construcții, fundațiile în bandă, dreptunghiulare și rotunde sunt cele mai răspândite. Deci despre

Problema acțiunii unei forțe concentrate verticale
Schema de calcul a tensiunilor in fundatie in cazul unei probleme plane sub actiunea unei sarcini de intensitate uniform distribuite

Sarcina spațială. Acțiunea unei sarcini uniform distribuite
În 1935, A. Love a obținut valorile tensiunilor verticale de compresiune în orice punct

Metoda punctului de colț
Metoda punctului de colț vă permite să determinați tensiunile de compresiune în bază de-a lungul unei linii verticale care trece prin orice punct de pe suprafață. Există trei soluții posibile (Fig. 3.9.).

Influența formei și a ariei fundației în plan
În fig. 3.10. Diagramele tensiunilor normale au fost construite de-a lungul axei verticale care trece prin ele

Rezistența și stabilitatea maselor de sol. Presiunea solului asupra gardurilor
În anumite condiții, poate apărea o pierdere a stabilității unei părți a masei solului, însoțită de distrugerea structurilor care interacționează cu acesta. Acest lucru se datorează formării

Sarcini critice pe solurile de fundație. Fazele stării tensionate ale fundațiilor solului
Luați în considerare graficul de dependență din fig. 4.1, a.

Pentru sol coeziv, predare inițială

Sarcina critică inițială corespunde cazului în care apare o stare limită la baza de sub baza fundației într-un singur punct sub marginea fundației.
Să alegem în partea de jos

Rezistență standard și presiune de proiectare

Dacă permitem dezvoltarea zonelor de echilibru limitativ la o adâncime sub baza unei fundații încărcate central de lățimea b
Sarcina critică maximă pi corespunde tensiunii sub baza fundației, la care se epuizează capacitatea portantă a solurilor de fundație (Fig. 4.1), care antrenează

Metode practice de calcul al capacității portante și stabilității fundațiilor
Principii de calcul a fundațiilor de fundație pe baza primei stări limită (din punct de vedere al rezistenței și capacității portante a solurilor).

Conform SNiP 2.02.01-83* capacitatea portantă a fundației este considerată garantată
Stabilitatea pantelor și pantelor

O pantă este o suprafață creată artificial care mărginește o masă naturală de sol, excavare sau terasament. Pantele se formează în timpul construcției diferitelor tipuri de terasamente (diguri, baraje de pământ
Conceptul factorului de siguranță pentru pante și pante

Coeficientul de stabilitate este adesea luat sub forma: , (4.13) unde
Dacă nivelul apei subterane este mai mare decât baza versantului, pe suprafața acesteia iese un flux de filtrare, ceea ce duce la scăderea stabilității versantului.

În acest caz, când luăm în considerare
Metoda suprafețelor de alunecare cilindrice circulare

Se presupune că pierderea stabilității pantei poate apărea ca urmare a
Măsuri de îmbunătățire a stabilității versanților și versanților

Una dintre cele mai eficiente moduri de a crește stabilitatea pantelor și pantelor este de a le nivela sau de a crea un profil în trepte cu formarea de platforme orizontale (berme) în înălțime de la
Concepte despre interacțiunea solurilor cu structurile de închidere (presiune de repaus, presiune activă și pasivă)

Structurile de închidere sunt proiectate pentru a împiedica colapsul maselor de sol din spatele lor. Astfel de structuri includ un perete de sprijin, precum și pereți de subsol și
Determinarea presiunii pasive

Presiunea pasivă apare atunci când peretele se deplasează spre solul de rambleu (Fig. 4.9).
Enunțarea problemei

Schemele de calcul pentru problema determinării tasării definitive stabilizate a fundației din acțiunea sarcinii transmise solului prin baza fundației sunt prezentate în Fig. 5.1.
Determinarea tasării unui semispațiu deformabil liniar sau a unui strat de sol de grosime limitată

Se folosesc decizii riguroase privind distribuția tensiunilor într-o masă de sol izotropă omogenă din sarcinile aplicate pe suprafața acestuia. Relația dintre așezarea tălpii și încărcarea centrală
Metode practice de calcul a deformațiilor finite ale fundațiilor

5.2.1. Calculul sedimentului folosind metoda însumării strat cu strat.
Metoda de însumare strat cu strat (fără a lua în considerare posibilitatea de dilatare laterală a solului) este recomandată de SNiP 2.02.01-83*.

Calculul tasării folosind metoda stratului echivalent
Stratul echivalent este un strat de sol cu ​​o grosime he, a cărui tasare sub sarcină continuă pe suprafața p0 va fi egală cu tasarea semispațiului de sol sub aer.

Cursul 9 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. Dacă baza fundaţiilor conţine soluri argiloase saturate cu apă . , atunci procesul de compactare a solului nu are loc, ci vor exista doar ușoare deformații elastice. Cu cât rezistența structurală a solului este mai mare, cu atât sarcina aplicată va fi transferată în apa din pori. Acest lucru este facilitat și de compresibilitatea apei din pori cu gaz.

În momentul inițial de timp, ținând cont de rezistența scheletului solului și de compresibilitatea apei, o parte din presiunea externă va fi transferată în apa din pori. 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. w o – presiunea inițială a porilor în sol saturat cu apă sub sarcină R. În acest caz, coeficientul de presiune inițială a porilor

În acest caz, stresul inițial în scheletul solului este:

Pz 0 = 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. – 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. w O. (5,58)

Deformarea relativă instantanee a scheletului solului

 0 = m v (5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. – 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. w O). (5,59)

Deformarea relativă a solului datorită compresibilității apei atunci când porii sunt complet umpluți cu apă

 w = m w 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. w O n , (5.60)

Unde m w– coeficientul de compresibilitate volumetrică a apei în pori; n– porozitatea solului.

Dacă acceptăm că în perioada inițială la stres 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. z volumul particulelor solide rămâne neschimbat, atunci deformarea relativă a scheletului solului va fi egală cu deformarea relativă a apei porilor:

 0 =  w = . (5.61)

Echivalând laturile din dreapta (5.59) și (5.60), obținem

. (5.62)

Înlocuind 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. w o în ecuația (5.57), găsim coeficientul presiunii inițiale a porilor

. (5.63)

Coeficientul de compresibilitate volumetrică a apei în pori poate fi găsit folosind formula aproximativă

, (5.64)

Unde J w– coeficientul de saturație a apei din sol; 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp. a – presiunea atmosferică 0,1 MPa.

Diagrama presiunilor verticale în stratul de sol de la încărcarea cu apă comprimabilă din pori și rezistența structurală a solului este prezentată în Fig. 5.14.

Luând în considerare cele de mai sus, formula (5.49) pentru determinarea tasării în timp a unui strat de sol sub o sarcină continuă uniform distribuită, ținând cont de rezistența structurală și compresibilitatea unui lichid care conține gaz, poate fi scrisă după cum urmează:

. (5.65)

Fig.5.14. Diagrame ale presiunilor verticale într-un strat de sol sub sarcină continuă, ținând cont de rezistența structurală

Sens N determinat prin formula (5.46). În același timp, coeficientul de consolidare

.

Modificări similare pot fi făcute formulelor (5.52), (5.53) pentru a determina tasarea în timp, ținând cont de rezistența structurală și compresibilitatea lichidului care conține gaz pentru cazurile 1 și 2.

5.5. Efectul gradientului de presiune inițial

În solurile argiloase există apă puternic și slab legată și apă parțial liberă. Filtrarea și, prin urmare, compactarea stratului de sol, începe doar atunci când gradientul este mai mare decât cel inițial i 0 .

Să luăm în considerare așezarea finală a unui strat de sol cu ​​o grosime h(Fig. 5.15), care are un gradient inițial i 0 și încărcat cu o sarcină uniform distribuită. Filtrarea apei este bidirecțională (în sus și în jos).

În prezența unui gradient inițial de la o sarcină externă Rîn toate punctele de-a lungul adâncimii stratului din apa de pori există o presiune egală cu 5.3. Metode practice de calcul a tasării fundațiilor în timp./ w ( w- greutatea specifică a apei). Pe diagrama de exces de presiune, gradientul inițial va fi reprezentat de tangenta unghiului eu:

R
este.5.15. Schema compactării solului în prezenţa unui gradient de presiune iniţial: a – zona de compactare nu atinge adâncimea; b – zona de compactare se extinde pe toată adâncimea, dar compactarea este incompletă

tg eu = i 0 . (5.66)

Doar în acele zone în care gradientul de presiune va fi mai mare decât cel inițial (
), va începe filtrarea apei și va avea loc compactarea solului. Figura 5.15 prezintă două cazuri. Dacă la z < 0,5h gradientul este mai mic decât cel inițial i 0, atunci apa nu se va putea filtra din mijlocul stratului, deoarece apare o „zonă moartă”. Conform Fig. 5.15, a găsim

, (5.67)

Aici z max< 0,5h. În acest caz, proiectul este egal cu

S 1 = 2m v zP/ 2 sau S 1 = m v zP. (5.68)

Înlocuirea valorii z max în (5.68), obținem

. (5.69)

Pentru cazul prezentat în Fig. 5.15, b, decontarea este determinată de formula

. (5.70)

Rezistența solului - este capacitatea lor de a rezista distrugerii. În scopuri geotehnice este important de știut rezistenta mecanica solurile, adică capacitatea de a rezista distrugerii sub influența stresului mecanic. Dacă caracteristicile de deformare sunt determinate la solicitări care nu duc la distrugere (adică până la critice), atunci parametrii de rezistență a solului sunt determinați la sarcini care duc la distrugerea solului (adică, limitatoare).

Natura fizică a rezistenței solului este determinată de forțele de interacțiune dintre particule, de exemplu. depinde de rezistența legăturilor structurale. Cu cât forța de interacțiune dintre particulele de sol este mai mare, cu atât rezistența sa globală este mai mare. S-a stabilit că distrugerea solului are loc atunci când o parte a acestuia se deplasează peste alta sub influența solicitărilor de forfecare de la o sarcină externă. În acest caz, solul rezistă forțelor de forfecare: în solurile coezive aceasta este rezistența frecării interne, iar pentru solurile coezive, în plus, este rezistența forțelor de adeziune.

Parametrii de rezistență sunt deseori determinați în condiții de laborator folosind instrumente cu tăiere dreaptă și stabilometre cu un singur plan. Diagrama dispozitivului de tăiere dreaptă este prezentată în Fig. 2.13. Este format dintr-o cușcă din două inele metalice, între care se lasă un spațiu (aproximativ 1 mm). Inelul inferior este fix, iar inelul superior poate fi mutat orizontal.

Testele sunt efectuate pe mai multe probe, pre-compactate cu diferite presiuni verticale r. Valoarea normală a tensiunii σ din sarcina de compactare va fi , unde O– zona de probă. Apoi aplicăm sarcini orizontale în trepte T, sub influența cărora se dezvoltă tensiuni tangențiale în zona de forfecare așteptată. La o anumită valoare, apare echilibrul limită, iar partea superioară a probei se deplasează de-a lungul părții inferioare. Rezistența finală la forfecare a solului este considerată a fi tensiunile tangenţiale din acea etapă de încărcare la care dezvoltarea deformaţiilor la forfecare nu se opreşte.

La forfecare (forfecare pe un singur plan), rezistența solului depinde de raportul dintre tensiunile de forfecare normale de compresiune și tangențială care acționează pe un loc: cu cât este mai mare sarcina de compresiune verticală asupra probei de sol, cu atât este mai mare efortul de forfecare care trebuie aplicat. la eșantion pentru a o tăia. Relația dintre tensiunile tangenţiale limită şi cele normale este descrisă de o ecuaţie liniară, care este ecuaţia echilibrului limită (legea lui Coulomb)

Tg j+c, (2.22)

unde este unghiul de frecare internă, grade; tg – coeficientul de frecare internă; Cu– aderenta, MPa. Aici este egal cu unghiul de înclinare al liniei drepte în coordonate și mărimea aderenței Cu egal cu segmentul tăiat pe axă, adică la (Fig. 2.14). Pentru solurile afânate, lipsite de coeziune ( Cu= 0), legea lui Coulomb este simplificată:

Tg j. (2.23)

Astfel, și Cu sunt parametrii rezistenței la forfecare a solului.

În unele cazuri se identifică cu unghiul de frecare internă unghiul de repaus, determinat pentru soluri necoezive. Unghiul de repaus este unghiul de înclinare a suprafeței solului turnat slab față de planul orizontal. Se formează din cauza forțelor de frecare ale particulelor.

În compresia triaxială, rezistența solului depinde de raportul dintre principalele tensiuni normale și. Testele sunt efectuate pe un dispozitiv stabilometru (Fig. 2.15). O probă de sol cilindrice este închisă într-o carcasă de cauciuc impermeabilă și supusă mai întâi la o presiune hidraulică generală, iar apoi se aplică o presiune verticală probei în trepte, ducând proba la distrugere. Tensiunile se obțin din experiență.

Încercările de compresiune triaxiale se efectuează conform schemei principale de raportare a tensiunilor când > . În acest caz, dependența este construită folosind cercuri Mohr, a căror rază este (Fig. 2.16). Testând cel puțin două eșantioane pentru compresia triaxială a solului și construind un înveliș limitativ pentru ele folosind cercuri Mohr de forma , conform teoriei rezistenței Coulomb-Mohr, valorile și Cu, care în condiții de compresie triaxială sunt parametri de rezistență a solului.

Presiunea de coeziune (inlocuind total actiunea fortelor de aderenta si frecare) este determinata de formula

ctg j

Pentru tensiunile principale, condiția Coulomb-Mohr are forma

. (2.24)

2.6.1. Factori care influențează rezistența la forfecare a solurilor

Principala caracteristică a rezistenței la forfecare a solurilor necoezive este lipsa de coeziune. Prin urmare, rezistența la forfecare a unor astfel de soluri este caracterizată de unghiul de frecare internă sau unghiul de repaus, iar principalii factori care determină rezistența la forfecare a solurilor coezive vor fi cei care afectează frecarea dintre particulele de sol.

Mărimea forțelor de frecare între particulele solurilor necoezive depinde în primul rând de forma particulelor și de natura suprafeței lor. Particulele rotunjite provoacă o scădere a unghiului de frecare internă a solurilor datorită scăderii forțelor de frecare și a angajării particulelor. Particulele unghiulare cu o suprafață rugoasă neuniformă măresc unghiul de frecare internă a solului, atât datorită angajării, cât și prin creșterea forțelor de frecare ale particulelor.

Mărimea unghiului de frecare internă în solurile necoezive este, de asemenea, afectată de dispersie. Pe măsură ce dispersia unor astfel de soluri crește, aceasta scade din cauza scăderii forțelor de aderență ale particulelor.

Printre alți factori care influențează rezistența la forfecare a solurilor necoezive, remarcăm densitatea (porozitatea). Într-un sol afânat, porozitatea este mai mare și unghiul de frecare internă va fi mai mic decât în ​​același sol dens. Prezența apei în solul coeziv reduce frecarea dintre particule și unghiul de frecare internă. O caracteristică a rezistenței la forfecare a solurilor coezive este prezența coeziunii, a cărei valoare variază într-o gamă largă.

Rezistența la forfecare a solurilor coezive este influențată de caracteristicile structurale și texturale (tipul de legături structurale, dispersie, porozitate) și de umiditatea solului. Solurile coezive cu legături structurale de cristalizare au valori mai mari Cu iar decât solurile cu legături de coagulare. Influența texturii se manifestă în anizotropia rezistenței de-a lungul diferitelor coordonate (în soluri cu o textură orientată, o schimbare de-a lungul direcției de orientare a particulelor are loc mai ușor decât în ​​direcția lor).

Pe măsură ce conținutul de umiditate al solurilor coezive crește, coeziunea Cu iar unghiul de frecare internă scade în mod natural datorită slăbirii legăturilor structurale și efectului lubrifiant al apei asupra contactelor particulelor.

2.6.2. Caracteristicile standard și calculate de deformare și rezistență ale solurilor

Solurile de la baza fundațiilor sunt eterogene. Prin urmare, determinarea oricăreia dintre caracteristicile sale din studiul unui eșantion dă doar o valoare parțială. Pentru a determina caracteristicile standard ale solului, se efectuează o serie de determinări ale fiecărui indicator. Valorile standard ale modulului de deformare a solului sunt determinate ca valori medii aritmetice din numărul total de determinări:

Unde n– numărul de definiții; – valoarea particulară a caracteristicii.

Valorile standard ale caracteristicilor de rezistență - unghiul de frecare internă și aderență - sunt determinate după trasarea graficelor de rezistență la forfecare a solului. Rezultatele unei serii de experimente de forfecare sunt aproximate printr-o linie dreaptă folosind metoda celor mai mici pătrate pentru a procesa datele experimentale. În acest caz, numărul determinărilor rezistenței la forfecare la un nivel de tensiuni normale trebuie să fie de cel puțin șase.

Găsim valorile standard ale liniei drepte folosind formulele

; (2.26)

tg , (2.27)

1

Lucrarea este dedicată caracterizării stării inițiale a solurilor dispersate - rezistența lor structurală. Cunoașterea variabilității sale face posibilă determinarea gradului de compactare a solului și, eventual, a caracteristicilor istoriei formării sale într-o regiune dată. Evaluarea și luarea în considerare a acestui indicator la testarea solurilor este de cea mai mare importanță în determinarea caracteristicilor proprietăților lor fizice și mecanice, precum și în calculele ulterioare ale tasării fundațiilor structurilor, care este slab reflectată în documentele de reglementare și este puțin utilizat. în practica cercetărilor geologice de inginerie. Lucrarea prezintă pe scurt cele mai comune metode grafice pentru determinarea indicatorului pe baza rezultatelor testelor de compresie, a rezultatelor studiilor de laborator ale rezistenței structurale a solurilor dispersate din regiunea Tomsk. Au fost identificate relațiile dintre rezistența structurală a solurilor și adâncimea apariției lor și gradul de compactare a acestora. Sunt oferite scurte recomandări privind utilizarea indicatorului.

Rezistența structurală a solurilor

presiunea pre-compactare

1. Bellendir E.N., Vekshina T.Yu., Ermolaeva A.N., Zasorina O.A. Metodă de evaluare a gradului de supraconsolidare a solurilor argiloase în apariție naturală // Brevet rus nr. 2405083

2. GOST 12248–2010. Solurile. Metode pentru determinarea în laborator a caracteristicilor de rezistență și deformabilitate.

3. GOST 30416–2012. Solurile. Teste de laborator. Prevederi generale.

4. Kudryashova E.B. Modele de formare a solurilor argiloase supraconsolidate: dis. Ph.D. stiinte geologice si mineralogice: 25.00.08. – M., 2002. – 149 p.

5. MGSN 2.07–01 Fundații, fundații și structuri subterane. – M.: Guvernul Moscovei, 2003. – 41 p.

6. SP 47.13330.2012 (ediția actualizată a SNiP 11-02-96). Studii de inginerie pentru constructii. Dispoziții de bază. – M.: Gosstroy al Rusiei, 2012.

7. Tsytovich N.A. // Materialele reuniunii întregii uniuni privind construcția pe soluri slab saturate cu apă. – Tallinn, 1965. – P. 5-17.

8. Akai, K. ie structurellen Eigenshaften von Schluff. Mitteilungen Heft 22 // Die Technishe Hochchule, Aachen. – 1960.

9. Becker, D.B., Crooks, J.H.A., Been, K. și Jefferies, M.G. Lucrul ca criteriu pentru determinarea in situ și tensiunile de curgere în argile // Canadian Geotechnical Journal. – 1987. – Vol. 24., nr. 4. – p. 549-564.

10. Boone J. O reevaluare critică a interpretărilor „presiunii preconsolidării” folosind testul oedometrului // Can. Geotehnologie. J. – 2010. – Vol. 47. –p. 281–296.

11. Boone S.J. & Lutenegger A.J. Carbonați și cimentarea solurilor coezive de origine glaciară din statul New York și sudul Ontarioului // Can. Geotech. – 1997. – Vol 34. – p. 534–550.

12. Burland, J.B. A treizecea prelegere Rankine: Despre compresibilitatea și rezistența la forfecare a argilelor naturale // Geotechnique. – 1990. – Vol 40, nr. 3. – p. 327–378.

13. Burmister, D.M. Aplicarea metodelor de testare controlată în testarea de consolidare. Symfosium pe Testarea de consolidare a solurilor // ASTM. STP 126. – 1951. – p. 83–98.

14. Butterfield, R. A natural compression law for soils (an advance on e–log p’) // Geotechnique. – 1979. – Vol 24, nr 4. – p. 469–479.

15. Casagrande, A. Determinarea sarcinii de preconsolidare și semnificația sa practică. // În Proceedings of the First International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Imprimeria Harvard, Cambridge, Mass. – 1936. – Vol. 3. – p. 60–64.

16. Chen, B.S.Y., Mayne, P.W. Relații statistice între măsurătorile piezoconelor și istoricul de stres al argilelor // Canadian Geotechnical Journal. – 1996. – Vol. 33 – p. 488-498.

17. Chetia M, Bora P K. Estimarea raportului supraconsolidat al argilelor saturate necimentate din parametri simpli // Indian Geotechnical Journal. – 1998. – Vol. 28, nr. 2. – p. 177-194.

18. Christensen S., Janbu N. Testele odometru – o cerință primară în mecanica practică a solului. // Proceedings Nordisk Geoteknikermode NGM-92. – 1992. – Vol. 2, nr. 9. – p. 449-454.

19. Conte, O., Rust, S., Ge, L. și Stephenson, R. Evaluarea metodelor de determinare a stresului de pre-consolidare // Instrumentare, testare și modelare a comportamentului solului și rocilor. – 2011. – str. 147–154.

20. Dias J. şi colab. Efecte de trafic asupra presiunii de preconsolidare a solului din cauza operațiunilor de recoltare a eucaliptului // Sci. agricol. – 2005. – Vol. 62, nr. – p. 248-255.

21. Dias Junior, M.S.; Pierce, F.J. O procedură simplă pentru estimarea presiunii de preconsolidare din curbele de compresie a solului. // Tehnologia solului. – Amsterdam, 1995. – Vol.8, Nr.2. – p. 139–151.

22. Einav, I; Carter, JP. Despre convexitate, normalitate, presiune pre-consolidare și singularități în modelarea materialelor granulare // Materia granulară. – 2007. – Vol. 9, nr. 1-2. – p. 87-96.

23. Grigore, A.S. et al. Calculul indicelui de compresie și al tensiunii de precompresie din datele testelor de compresie a solului // Soil and Tillage Research, Amsterdam. – 2006. – Vol. 89, nr. – p. 45–57.

24. Grozic J. L. H., Lunne T. & Pande S. An odeometer test study on the preconsolidation stress of glaciomarine clays. // Canadian Geotechnical Journal. – 200. – Vol. 40. – p. 857–87.

25. Iori, Piero et al. Compararea modelelor de teren și de laborator ale capacității portante în plantațiile de cafea // Ciênc. agrotec. – 2013. Vol. 2, nr. 2. – p. 130-137.

26. Jacobsen, H.M. Bestemmelse af forbelastningstryk i laboratoriet // În Proceedings of Nordiske Geotechnikermonde NGM–92, mai 1992. Aalborg, Danemarca. Buletinul Societății Daneze de Geotehnică. – 1992. Vol. 2, nr. 9. – str. 455–460.

27. Janbu, N. Conceptul de rezistență aplicat la deformarea solurilor // În Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, 25–29 august 1969. A.A. Balkema, Rotterdam, Olanda. – 1969. – Vol. 1. – p. 191–196.

28. Jolanda L. Stress-strain Characterization of Seebodenlehm // 250 Seiten, broschier. – 2005. – 234 p.

29. Jose Babu T.; Sridharan Asur; Abraham Benny Mathews: Metoda log-log pentru determinarea presiunii de preconsolidare // ASTM Geotechnical Testing Journal. – 1989. – Vol.12, Nr.3. – p. 230–237.

30. Kaufmann K. L., Nielsen B. N., Augustesen A. H. Proprietăți de rezistență și deformare ale argilei terțiare la Muzeul Moesgaard // Universitatea Aalborg Departamentul de Inginerie Civilă Sohngaardsholmsvej 57 DK-9000 Aalborg, Danemarca. – 2010. – str. 1–13.

31. Kontopoulos, Nikolaos S. Efectele perturbării probei asupra presiunii de preconsolidare pentru argilele normal consolidate și supraconsolidate Massachusetts Institute of Technology. // Dept. de Inginerie Civilă și de Mediu. – 2012. – 285p.

32. Ladd, C. C. Settlement Analysis of Cohesive Soils // Soil Publication 272, MIT, Department of Civil Engineering, Cambridge, Mass. – 1971. – 92p.

33. Mayne, P. W., Coop, M. R., Springman, S., Huang, A-B. și Zornberg, J. // GeoMaterial Behavior and Testing // Proc. 17 Intl. Conf. Mecanica solului și inginerie geotehnică. – 2009. – Vol. 4. –p. 2777-2872.

34. Mesri, G. și A. Castro. Conceptul Cα/Cc și Ko în timpul compresiei secundare // ASCE J. Inginerie geotehnică. – 1987. Vol. 113, nr. 3. – p. 230-247.

35. Nagaraj T. S., Shrinivasa Murthy B. R., Vatsala A. Prediction of soil behaviors – part ii- saturated uncemented soil // Canadian Geotechnical Journal. – 1991. – Vol. 21, nr. – p. 137-163.

36. Oikawa, H. Curba de compresie a solurilor moi // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1987. – Vol. 27, nr. – p. 99-104.

37. Onitsuka, K., Hong, Z., Hara, Y., Shigeki, Y. Interpretarea datelor de testare a odometrului pentru argile naturale // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1995. – Vol. 35, nr.

38. Pacheco Silva, F. A new graphical construction for determination of preconsolidation stress of a soil sample // În Proceedings of the 4th Brazilian Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rio de Janeiro, August 1970. – Vol. 2, nr. 1. – p. 225–232.

39. Paul W. Mayne, Barry R. Christopher și Jason De Jong. Manual privind investigațiile subterane // Institutul Național de Autostrăzi, Administrația Federală a Autostrăzilor Washington, DC. – 2001. – 305p.

40. Sallfors, G. Presiunea de preconsolidare a argilelor moi, cu conținut ridicat de plastic. – Goteborg. Departamentul de geotehnică al Universității de Tehnologie Chalmers. – 231p.

41. Schmertmann, J. H., Undisturbed Consolidation Behavior of Clay, Transaction, ASCE. – 1953. – Vol. 120. – p. 1201.

42. Schmertmann, J., H. Linii directoare pentru testele de penetrare a conurilor, performanță și proiectare. // Administrația Federală a Autostrăzilor din SUA, Washington, DC, Raport, FHWATS-78-209. – 1978. – p. 145.

43. Semet C., Ozcan T. Determinarea presiunii de preconsolidare cu rețea neuronală artificială // Inginerie civilă și sisteme de mediu. – 2005. – Vol. 22, nr 4. – str. 217–231.

44. Senol A., Saglamer A. Determinarea presiunii de preconsolidare cu o nouă metodă de stres în log de energie de deformare // Electronic Journal of Geotechnical Engineering. – 2000. – Vol. 5.

45. Senol, A. Zeminlerde On. Determinarea presiunii de preconsolidare: Teza de doctorat, Institutul de Știință și Tehnologie. – Istanbul, Turcia. – 1997. – p. 123.

46. ​​​​Solanki C.H., Desai M.D. Presiunea de preconsolidare din indicele solului și proprietățile de plasticitate // A 12-a Conferință internațională a Asociației Internaționale pentru Metode Calculatoare și Progrese în Geomecanică. – Goa, India. – 2008.

47. Sully, J.P., Campenella, R.G. și Robertson, P.K. Interpretarea presiunii porilor de penetrare pentru a evalua istoricul de stres al argilelor // Proceedings of the first International Symposium on Penetration testing. – Orlando. – 1988. –Vol.2 – p. 993-999.

48. Tavenas F., Des Rosier J.P., Leroueil S. et al. Utilizarea energiei de deformare ca criteriu de randament și fluaj pentru argile ușor supraconsolidate // Geotechnique. – 1979. – Vol. 29. – p. 285-303.

49. Thøgersen, L. Efectele tehnicilor experimentale și presiunii osmotice asupra comportamentului măsurat al argilei expansive terțiare: Ph. teză de doctorat, Laboratorul de mecanică a solurilor, Universitatea Aalborg. – 2001. – Vol. 1.

50. Wang, L. B., Frost, J. D. Metoda energiei de deformare disipată pentru determinarea presiunii de preconsolidare // Canadian Geotechnical Journal. – 2004. – Vol. 41, nr. 4. – p. 760-768.

Rezistența structurală p str se numește rezistență datorită prezenței legăturilor structurale și se caracterizează prin solicitări la care o probă de sol, atunci când este încărcată cu o sarcină verticală, practic nu este deformată. Deoarece compactarea începe atunci când solicitările din sol depășesc rezistența sa structurală și la testarea solurilor, subestimarea acestui indicator implică erori în determinarea valorilor altor caracteristici ale proprietăților mecanice. Importanța definirii indicatorului p str a fost sărbătorită de multă vreme, după cum scrie N.A. Tsytovich - „...în plus față de indicatorii obișnuiți ai proprietăților de deformare-rezistență a solurilor slabe argiloase, pentru a evalua comportamentul acestor soluri sub sarcină și pentru a stabili o predicție corectă a cantității de decontare a structurilor ridicate pe ele, este necesar să se determine rezistența structurală în timpul sondajelor p str" Fenomenul la cercetarea gradului de compactare a solului este important pentru prezicerea tasării structurii proiectate, întrucât pe solurile supraconsolidate tasarea poate fi de patru sau mai multe ori mai mică decât pe soluri normal compactate. Pentru valorile coeficientului de supraconsolidare OCR > 6, coeficientul de presiune laterală a solului în repaus K o poate depăși 2, care trebuie luat în considerare la calcularea structurilor subterane.

După cum s-a menționat în lucrare: „Inițial, în timpul procesului de sedimentare predomină condițiile normale de compactare și de formare și compactare ulterioară a depozitelor marine, lacustre, aluviale, deltaice, eoliene și fluviale de nisipuri, mâluri și argile. Cu toate acestea, majoritatea solurilor de pe Pământ au devenit ușor/moderat/sever supraconsolidate ca urmare a expunerii la diferite procese fizice, de mediu, climatice și termice de-a lungul a mai multor mii până la milioane de ani. Aceste mecanisme de supraconsolidare și/sau precomprimare vizibilă includ: eroziunea de suprafață, intemperii, creșterea nivelului mării, creșterea nivelului apelor subterane, glaciație, cicluri de îngheț-dezgheț, umezire/evaporare repetată, desicare, pierdere de masă, încărcări seismice, cicluri de maree și influențe geochimice. ” Tema determinării stării de compactare a solului este încă foarte relevantă și se regăsește în publicații de pe aproape toate continentele. Factorii și indicatorii care determină starea supraconsolidată sau subconsolidată a solurilor argiloase, cauzele și influența asupra proprietăților fizice și mecanice ale unor astfel de cimentări puternice sunt discutate în lucrări. Rezultatele determinării indicatorului au, de asemenea, o gamă largă de aplicații în practică, de la calcularea tasării fundațiilor structurilor; păstrarea structurii naturale a probelor destinate încercărilor de laborator; la subiecte foarte specifice privind predicția compactării solului în plantațiile de eucalipt și cafea prin compararea rezistenței lor structurale cu sarcina de la utilaje.

Cunoașterea valorilor indicatorului p str iar variabilitatea lor cu adâncimea se caracterizează prin caracteristicile compoziției, legăturilor și structurii solurilor, condițiile formării lor, inclusiv istoricul încărcării. În acest sens, cercetarea prezintă un interes deosebit științific și practic p str V diferite regiuni, aceste studii sunt deosebit de importante în Siberia de Vest cu o acoperire groasă de depozite sedimentare. În regiunea Tomsk, au fost efectuate studii detaliate ale compoziției și proprietăților solurilor, în urma cărora atât teritoriul Tomsk, cât și zonele înconjurătoare au fost studiate în detaliu din punct de vedere ingineresc-geologic. Totodată, trebuie menționat că solurile au fost examinate special pentru construcția anumitor obiecte în conformitate cu documentele de reglementare în vigoare, care nu conțin recomandări pentru utilizare ulterioară. p strși, în consecință, nu îl includeți în lista caracteristicilor necesare ale solului determinabile. Prin urmare, scopul acestei lucrări este de a determina rezistența structurală a solurilor dispersate și modificările acesteia de-a lungul secțiunii în zonele cele mai dezvoltate și dezvoltate activ din regiunea Tomsk.

Obiectivele studiului au inclus o revizuire și sistematizare a metodelor de obținere p str, determinări de laborator ale compoziției solului și caracteristicile proprietăților fizice și mecanice de bază, studiul variabilității p str cu adâncimea, compararea rezistenței structurale cu presiunea casnică.

Lucrarea a fost efectuată în timpul cercetărilor inginerești-geologice pentru o serie de obiecte mari situate în regiunile centrale și de nord-vest ale regiunii Tomsk, unde partea superioară a secțiunii este reprezentată de diverse complexe stratigrafic-genetice de roci din sistemul cuaternar, Paleogen și Cretacic. Condițiile de apariție, distribuție, compoziție, stare depind de vârstă și geneză și creează un tablou destul de eterogen din punct de vedere al compoziției, s-au studiat doar soluri dispersate, în care predomină soiurile argiloase de consistență semisolidă, tare și foarte plastică; Pentru rezolvarea problemelor atribuite, au fost testate puțuri și gropi în 40 de puncte, au fost prelevate peste 200 de probe de soluri dispersate de la o adâncime de până la 230 m. Au fost efectuate teste de sol în conformitate cu metodele prevăzute în documentele de reglementare actuale. S-au determinat: compoziţia granulometrică, densitatea (ρ) , densitatea particulelor solide ( ρs) , densitatea solului uscat ( ρ d) , umiditate ( w), conținutul de umiditate al solurilor argiloase, la limita de rulare și fluiditate ( w LŞi w p), indicatori ai proprietăților de deformare și rezistență; Au fost calculați parametrii de stare, cum ar fi coeficientul de porozitate (e), porozitate, capacitate totală de umiditate, pentru soluri argiloase - număr de plasticitate și indice de fluiditate, coeficient de supraconsolidare a solului OCR(ca raportul presiunii precompactare ( σ p") la presiunea menajeră la punctul de prelevare) și alte caracteristici.

La alegerea metodelor grafice pentru determinarea unui indicator p str, cu excepția metodăCasagrande au fost trecute în revistă metodele utilizate în străinătate pentru determinarea presiunii de precompactare σ p". Trebuie remarcat faptul că, în terminologia unui inginer geologic, „presiunea de pre-compactare” ( Preconsolidare Stres) , începe să înlocuiască conceptul obișnuit de „rezistență structurală a solului”, deși metodele de determinare a acestora sunt aceleași. Prin definiție, rezistența structurală a solului este solicitarea verticală dintr-o probă de sol corespunzătoare începutului tranziției de la deformațiile elastice compresive la cele plastice, ceea ce corespunde termenului Randament Stres. În acest sens, caracteristica determinată în testele de compresie nu trebuie luată ca presiune maximă în „memoria istorică” a probei. Burland crede că termenul Randament stres este mai precis, iar termenul preconsolidare stres ar trebui utilizat pentru situații în care mărimea unei astfel de presiuni poate fi determinată prin metode geologice. La fel și termenul Peste Consolidare raport (OCR) ar trebui folosit pentru a descrie istoricul de stres cunoscut, în caz contrar termenul Randament Stres raport (YSR) . În multe cazuri Randament Stres este luată ca stres efectiv pre-consolidare, deși din punct de vedere tehnic cea din urmă este asociată cu reducerea stresului mecanic, în timp ce prima include efecte suplimentare datorate diagenezei, coeziunii datorate materiei organice, raportului dintre componentele solului și structura acestuia, i.e. este rezistența structurală a solului.

Astfel, primul pas către identificarea caracteristicilor formării solului ar trebui să fie determinarea cantitativă a profilului Randament Stres, care este un parametru cheie pentru distingerea solurilor normal compactate (cu o reacție predominant plastică) de solurile supraconsolidate (asociate cu o reacție pseudo-elastică). Și rezistența structurală p str, și presiunea de pre-compactare σ p" sunt determinate în același mod, după cum s-a menționat, în principal prin metode de laborator bazate pe rezultatele testelor de compresie (GOST 12248, ASTM D 2435 și ASTM D 4186). Există multe lucrări interesante care studiază starea solului, presiunea de pre-compactare σ p"şi metode de determinare a acestuia în teren. Procesarea grafică a rezultatelor testelor de compresie este, de asemenea, foarte diversă. Mai jos este o scurtă descriere a celor mai frecvent utilizate metode de determinare σ p", care ar trebui folosit pentru a obține p str.

MetodăCasagrande(1936) este cea mai veche metodă de calcul a rezistenței structurale și a presiunii de pre-consolidare. Se bazează pe ipoteza că solul suferă o modificare a rezistenței, trecând de la un răspuns elastic la o sarcină la unul plastic, într-un punct apropiat de presiunea de pre-consolidare. Această metodă dă rezultate bune dacă există un punct de inflexiune definit cu precizie pe graficul curbei de compresie de forma e - log σ"(Fig. 1 a), prin care se trasează o tangentă și o linie orizontală din coeficientul de porozitate, apoi o bisectoare între ele. Secțiunea dreaptă a capătului curbei de compresie se extrapolează la intersecția cu bisectoarea și se obține un punct , adică atunci când este proiectat pe axă logσ", corespunde presiunii de supraconsolidare σ p"(sau rezistența structurală). Metoda rămâne cea mai des folosită în comparație cu altele.

Metoda Burmister(1951) - reprezintă o dependenţă a formei ε - Jurnal σ", Unde ε - deformare relativă. Sens σ p" determinată de intersecția perpendicularei care pleacă de la axă Jurnal σ" prin punctul buclei de histerezis când proba este reîncărcată, cu tangentă la secțiunea finală a curbei de compresie (Fig. 1 b).

metoda Schemertmann(1953), aici se folosește și o curbă de compresie a formei e - log σ"(Fig. 1c). Testele de compresie sunt efectuate până când se obține o secțiune dreaptă distinctă pe curbă, apoi descărcată la presiunea de uz casnic și reîncărcată. Pe grafic, trasați o linie paralelă cu linia mediană a curbei de decompresie-recompresie prin punctul de presiune acasă. Sens σ p" determinată prin trasarea unei perpendiculare de pe axă logσ" prin punctul de descărcare, până când se intersectează cu o dreaptă paralelă. Din punct de vedere σ p" trageți o linie până când se intersectează cu un punct dintr-o secțiune dreaptă a curbei de compresie având un coeficient de porozitate e=0,42 Curba de compresie reală rezultată este utilizată pentru a calcula raportul de compresie sau raportul de compactare. Această metodă este aplicabilă pentru soluri cu consistență moale.

MetodăAkai(1960) reprezintă dependenţa coeficientului de fluaj εs din σ" (Fig. 1d), este utilizat, în consecință, pentru solurile predispuse la târâj. Curba de consolidare reprezintă dependența deformarii relative de logaritmul timpului și este împărțită în secțiunea de consolidare prin filtrare și consolidare de fluaj. Akai a observat că coeficientul de fluaj crește proporțional σ" la valoare σ p", si dupa σ p" proporţional Logσ".

metoda Janbu(1969) se bazează pe ipoteza că presiunea pre-consolidare poate fi determinată dintr-un grafic de forma ε - σ" . În metoda Janbu pentru argile cu sensibilitate mare și scăzută OCR Presiunea de pre-consolidare poate fi determinată prin reprezentarea grafică a sarcinii-deformare folosind o scară liniară. A doua cale Janbu este un grafic al modulului secant de deformare E sau E 50 de la tensiuni efective σ" (Fig. 1 d). Și încă o opțiune metoda Christensen-Janbu(1969) reprezintă o dependenţă a formei r - σ", obţinute din curbele de consolidare , Unde t- timp , r= dR/dt, R= dt/dε.

Metoda Selforce(1975) este o dependență a formei ε - σ" (Fig. 1 e), este utilizat în principal pentru metoda CRS. Axa stres-deformare este selectată cu un raport fix pe o scară liniară, de obicei un raport de 10/1 pentru raportul dintre efort (kPa) și deformare (%). La această concluzie s-a ajuns după o serie de teste pe teren în care au fost măsurate presiunea din pori și sedimentul. Aceasta înseamnă că metoda Sallfors pentru estimarea presiunii de supraconsolidare oferă valori mai realiste decât estimările din testele de teren.

Metoda Pacheco Silva(1970) pare a fi foarte simplu în ceea ce privește construirea unui graf, de asemenea a formei e - Log σ"(Fig. 1g) , dă rezultate precise la testarea solurilor moi. Această metodă nu necesită interpretarea subiectivă a rezultatelor și este, de asemenea, independentă de scară. Folosit pe scară largă în Brazilia.

MetodăButterfield(1979) se bazează pe o analiză a graficului dependenței volumului eșantionului de solicitarea efectivă a formei log(1+e) - log σ" sau ln (1+e) - ln σ"(Fig. 1 h). Metoda include mai multe versiuni diferite, unde presiunea de pre-compactare este definită ca punctul de intersecție a două linii.

metoda Tavenas(1979) presupune o relație liniară între energia de deformare și stresul efectiv pentru porțiunea de recompresie a testului într-un grafic de forma σ"ε - σ" (Fig. 1n, în partea de sus a graficului). Se folosește direct din curba de compresie fără a lua în considerare porțiunea de reîncărcare a testului. Pentru probe mai consolidate, curba efort/deformare constă din două părți: prima parte a curbei crește mai brusc decât a doua. Punctul în care cele două linii se intersectează este definit ca presiunea pre-consolidare.

metoda Oikawa(1987) reprezintă intersecțiile liniilor drepte pe un grafic de dependență log(1+e) din σ" -

metoda Jose(1989) reprezintă o dependenţă a formei log e - log σ" O metodă foarte simplă pentru estimarea aproximativă a presiunii pre-compactare, metoda folosește intersecția a două linii drepte. Este o metodă directă și nu există erori în determinarea locației punctului de curbură maximă. MetodăSridharanetal. (1989) prezintă și o diagramă a dependenței log(1+e) - log σ" pentru a determina rezistența structurală a solurilor dense, prin urmare tangenta intersectează linia orizontală corespunzătoare coeficientului de porozitate inițial, ceea ce dă rezultate bune.

MetodăBurland(1990) este un complot al relației indicele de porozitateeu v de la stres σ" (Fig. 1 i). Indicele de porozitate este determinat de formula eu v= (e-е* 100)/(е* 100 -е* 1000), sau dl I solurile mai slabe: eu v= (e-е* 10)/(е* 10 -е* 100), Unde e* 10, e* 100 și e* 1000 coeficienți de porozitate la sarcini de 10, 100 și 1000 kPa (Fig. b) .

MetodăJacobsen(1992), rezistența structurală se presupune a fi 2,5 σ la, Unde σ la c este punctul de curbură maximă pe graficul Casagrande, respectiv, de asemenea, o dependență a formei e-log σ" (Fig. 1 l).

Metoda Onitsuka(1995), reprezintă intersecția liniilor drepte pe graficul de dependență ln(1+e) din σ" - tensiuni efective aplicate scalei pe o scară logaritmică (logaritmi zecimali).

Metoda Van Zelst(1997), pe un grafic de dependență al formei ε - logσ", panta dreptei (ab) este paralelă cu panta liniei de descărcare ( CD). punct de abscisă ( b) este rezistența structurală a solului (Fig. 1 m).

MetodăBecker(1987), ca și metoda Tavenas, determină energia de deformare la fiecare sarcină de încercare de compresie folosind relația W- σ", unde. Energia de deformare (sau, pe de altă parte, munca forței) este numeric egală cu jumătate din produsul dintre mărimea factorului de forță și valoarea deplasării corespunzătoare acestei forțe. Valoarea tensiunii corespunzătoare lucrului total este determinată la sfârșitul fiecărei creșteri de tensiune. Dependența de grafic are două secțiuni drepte; presiunea de supraconsolidare va fi punctul de intersecție al acestor drepte.

MetodăStrein Energy-Log Stres(1997),Senol și Saglamer(2000 g (Fig. 1n)), metode Becker și/sau Tavenas modificate, reprezintă o dependență a formei σ" ε - logσ", 1 și 3 secțiuni sunt linii drepte, al căror punct de intersecție, atunci când este extins, va fi rezistența structurală a solului.

MetodăNagaraj și Shrinivasa Murthy(1991, 1994), autorii propun o relație generalizată a formei log σ"ε - log σ"- să prezică valoarea presiunii de pre-consolidare pentru solurile saturate neconsolidate supraconsolidate. Metoda se bazează pe metoda Tavenas și este comparată cu Metoda Senol et al. (2000), această metodă oferă un coeficient de corelație mai mare în cazuri speciale.

Metoda Chetia și Bora(1998) examinează în primul rând istoricul încărcărilor de sol, caracteristicile și estimările acestora în ceea ce privește raportul de supraconsolidare (OCR), scopul principal al studiului este de a stabili o relație empirică între OCR și raport. Ţipar .

MetodăThøgersen(2001) reprezintă dependența coeficientului de consolidare de tensiunile efective (Fig. 1o).

MetodăWangşiÎngheţ, RisipităTulpinaEnergieMetodă DSEM (2004) se referă și la metode energetice pentru calcularea deformației. Comparativ cu Energie de tulpina metoda, DSEM utilizează energia de deformare disipată și panta de descărcare-reîncărcare a ciclului de compresie pentru a minimiza influența structurii deteriorate a probei și pentru a elimina efectul deformării elastice. Energia de deformare disipată, din punct de vedere micromecanic, este direct legată de ireversibilitatea procesului de consolidare. Utilizarea pantei curbei de compresie în secțiunea de descărcare-reîncărcare simulează reîncărcarea elastică în timpul etapei de recompresie și poate minimiza impactul eșecului probei. Metoda este mai puțin dependentă de operator decât majoritatea celor existente.

Metodă EinavşiCarter(2007) este, de asemenea, un grafic al formei e-logσ", O σ p" exprimată printr-o dependenţă exponenţială mai complexă .

Cazul tranziției solului la stadiul de consolidare fluaj după depășire σ p" descrise în lucrări, dacă sfârșitul etapei următoare de încărcare coincide cu sfârșitul consolidării primare și coeficientul de porozitate pe graficul de dependență e - log σ" cade brusc pe verticală, curba intră în stadiul de consolidare secundară. În timpul descărcării, curba revine la punctul final al consolidării primare, creând efectul presiunii de supraconsolidare. Există o serie de lucrări care oferă metode de calcul pentru determinarea indicatorului σ p".

a)b) V)

G) d) e)

g)h) Şi)

La) l) m)

n) O)

Metode:

O)Casagrande, b)Burmister, c) Schemertmann,G)Akai, d)Janbu, f) Selfors, g) Pacheco Silva, h)Butterfield, i)Burland, către)Jacobsen, l)Van Zelst, m)Becker, n)Senol şi Saglamer, O)Thø Gersen

Orez. 1. Scheme pentru prelucrarea grafică a rezultatelor testelor de compresie utilizate la determinarea rezistenței structurale a solului folosind diverse metode

În general, metodele grafice pentru determinarea presiunii de supraconsolidare pe baza rezultatelor testelor de compresie pot fi împărțite în patru grupe principale. Primul grup soluțiile includ dependența coeficientului de porozitate ( e)/densitate (ρ)/deformare relativă ( ε )/modificări de volum ( 1+e) de la tensiuni efective (σ" ). Graficele sunt corectate luând logaritmul uneia sau două dintre caracteristicile enumerate, ceea ce duce la îndreptarea secțiunilor curbei de compresie și la rezultatul dorit ( σ p") se obţine prin intersectarea secţiunilor îndreptate extrapolate. Grupul include metode de Casagrande, Burmister, Schemertmann, Janbu, Butterfield, Oikawa, Jose, Sridharan et al., Onitsuka etc. A doua grupă conectează indicatorii de consolidare cu tensiunile efective, acestea sunt metodele: Akai, Christensen-Janbu și Thøgersen. Sunt luate în considerare cele mai simple și mai precise metode din grupa a treia- metode energetice pentru calcularea deformațiilor: Tavenas, Becker, Strain Energy-Log Stress, Nagaraj & Shrinivasa Murthy, Senol și Saglamer, Frost și Wang, etc. Metodele energetice pentru calcularea deformațiilor se bazează și pe relația unică dintre coeficientul de porozitate din stadiul de finalizare a consolidării primare și stresul efectiv, Becker și alții estimează o relație liniară între energia totală de deformare Wși stres eficient fără a ține cont de descărcare și reîncărcare. În realitate, toate metodele energetice sunt afișate în spațiu W- σ" , la fel cum metoda Butterfield este reprodusă în teren jurnal(1+e)-jurnal σ". Dacă metoda Casagrande concentrează presiunea de supraconsolidare în principal pe partea cea mai curbă a graficului, atunci metodele energetice sunt adaptate la mijlocul pantei curbei de compresie până la σ p". O parte din recunoașterea superiorității acestor metode se datorează noutății relative și menționării lor în dezvoltarea și îmbunătățirea unei noi metode a acestui grup în curs de dezvoltare. A patra grupă combină metode cu o varietate de abordări non-standard ale procesării grafice a curbelor, acestea includ metodele lui Jacobsen, Selfors, Pacheco Silva, Einav și Carter etc. Pe baza analizei date în sursele 10, 19, 22-24, 30. , 31, 43-46] Rețineți că cele mai comune metode grafice sunt Casagrande, Butterfield, Becker, Strain Energy-Log Stress, Sellfors și Pacheco Silva în Rusia, metoda Casagrande este utilizată în principal.

Trebuie remarcat faptul că dacă pentru a determina YSR ( sau OCR) o singură valoare este suficientă p str sau σ p" , apoi la selectarea secţiunilor drepte ale curbei de compresie înainte şi după p str la obţinerea caracteristicilor de deformare este de dorit să se obţină două puncte cheie: minimul p str/min si maxim p str / mtopor rezistența structurală (Fig. 1 a). Aici este posibil să se utilizeze punctele de separare ale tangentelor la secțiunile inițiale și finale, sau să se utilizeze metodele Casagrande, Sellfors și Pacheco Silva. Ca linii directoare atunci când se studiază parametrii de compresie, se recomandă să se determine și indicatorii proprietăților fizice ale solului corespunzător rezistenței structurale minime și maxime: în primul rând, coeficienții de porozitate și umiditatea.

În această lucrare, indicatorul p stra fost obținut conform metodei standard stabilite în GOST 12248 pe complexul ASIS NPO Geotek. Pentru a determina p str prima treaptă de presiune și următoarea au fost luate egale cu 0,0025 MPa până la începutul comprimării probei de sol, care se consideră a fi deformația verticală relativă a probei de sol. e >0,005. Rezistența structurală determinată de porţiunea iniţială a curbei de compresie ei = f(lg σ" ), Unde ei - coeficient de porozitate sub sarcină σ i. Punctul de rupere evident al curbei după secțiunea dreaptă inițială corespunde rezistenței structurale la compresiune a solului. Prelucrarea grafică a rezultatelor a fost efectuată și folosind metodele clasice ale lui Casagrande și Becker . Rezultatele determinării indicatorilor conform GOST 12248 și metodelor Casagrande și Becker se corelează bine între ele (coeficienți de corelație r=0,97). Fără îndoială, cunoscând valorile în avans, puteți obține cele mai precise rezultate folosind ambele metode. De fapt, metoda Becker părea puțin mai dificil atunci când alegea tangentei la începutul graficului (Fig. 1m).

Conform datelor de laborator, valorile variază p str de la 0 la 188 kPa pentru lut, pentru argile până la 170, pentru lut nisipos până la 177. Valorile maxime au fost, în mod firesc, observate în probe prelevate de la adâncimi mari. S-a relevat și dependența modificării indicatorului cu profunzimea h(r = 0,79):

p str = 19,6 + 0,62· h.

Analiza variabilității OCUR(Fig. 2) a arătat că solurile sub 20 m sunt în mod normal compactate, adică. rezistența structurală nu depășește sau depășește ușor presiunea din gospodărie ( OCR ≤1 ). Pe malul stâng al râului. Ob la intervale de 150-250 m, soluri semi-stâncoase și stâncoase ferm cimentate cu siderit, goethit, clorit, leptoclorit și ciment, precum și soluri dispersate cu rezistență structurală mare de peste 0,3 MPa, acoperite și interstratificate cu eterogene mai puțin durabile. ape, sunt întâlnite, ceea ce confirmă în general influența semnificativă a cimentării asupra rezistenței structurale a solurilor, ceea ce este confirmat de sistematizarea materialelor factice similare în lucrare. Prezența solurilor mai puternice a provocat o împrăștiere mare de valori în acest interval, astfel încât indicatorii lor nu au fost incluși în graficul de dependență OCUR din adâncime, ca nu este tipic pentru întreaga regiune. Pentru partea superioară a secțiunii, este necesar să rețineți faptul că răspândirea valorilor indicatorului este mult mai largă - până la foarte compactat (Fig. 2), deoarece solurile din zona de aerare se găsesc adesea într-un semi- stare solidă și solidă trifazată și cu creșterea umidității acestora ( r=-0,47), capacitatea totală de umiditate ( r= -0,43) și gradul de saturație cu apă ( r= -0,32) rezistența structurală scade. Există, de asemenea, menționată mai sus, opțiunea de trecere la consolidarea fluajului (și nu numai în partea superioară a secțiunii). Aici, trebuie remarcat faptul că solurile cu rezistență structurală sunt foarte diverse: unele pot fi într-o stare bifazică nesaturată cu apă, altele pot avea un coeficient foarte mare de sensibilitate la stres mecanic și o tendință de fluare, altele pot avea au o aderență semnificativă datorită cimentului, iar altele pot fi pur și simplu destul de puternice, soluri argiloase complet saturate cu apă, situate la adâncimi mici.

Rezultatele cercetării au făcut posibilă pentru prima dată evaluarea unuia dintre cei mai importanți indicatori ai stării inițiale a solurilor din regiunea Tomsk - rezistența sa structurală, care deasupra zonei de aerare variază în limite foarte largi, deci trebuie să fie determinate la fiecare loc de lucru înainte de efectuarea testelor pentru determinarea indicatorilor proprietăților fizice și mecanice ale solului. Analiza datelor obținute a arătat că se modifică indicatorul OCR la o adâncime sub 20-30 de metri sunt mai puțin semnificative, solurile sunt în mod normal compactate, dar trebuie luată în considerare și rezistența lor structurală la determinarea caracteristicilor mecanice ale solurilor. Rezultatele cercetării sunt recomandate a fi utilizate în încercările de compresiune și forfecare, precum și pentru a determina starea perturbată a probelor cu structură naturală.

Recenzători:

Savichev O.G., Doctor în Geologie, Profesor al Departamentului de Hidrogeologie, Geologie Inginerie și Hidrogeoecologie, Institutul de Resurse Naturale, Universitatea Politehnică Tomsk, Tomsk.

Popov V.K., Doctor în Geologie și Mineralogie, Profesor al Departamentului de Hidrogeologie, Geologie Inginerie și Hidrogeoecologie, Institutul de Resurse Naturale, Universitatea Politehnică Tomsk, Tomsk.

Link bibliografic

Kramarenko V.V., Nikitenkov A.N., Molokov V.Yu. ASUPRA REZISTENTĂRII STRUCTURALE A SOLURILOR LUTILE DE PE TERITORIUL REGIUNII TOMSK // Probleme moderne de știință și educație. – 2014. – Nr 5.;
URL: http://science-education.ru/ru/article/view?id=14703 (data acces: 02/01/2020). Vă aducem în atenție reviste apărute la editura „Academia de Științe ale Naturii”