Условия армирования откосов с учетом их напряженно-деформированного состояния тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.11, кандидат наук Фам Дык Тиеп

• Фам Дык Тиеп
• кандидат наук
• 2017

Оглавление диссертации кандидат наук Фам Дык Тиеп

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Существующие методы оценки устойчивости откосов

1.1.1. Метод Терцаги

1.1.2. Метод Крея

1.1.3. Метод Феллениуса

1.1.4. Метод Бишопа

1.1.5. Метод конечных элементов (МКЭ) - метод снижения прочности

1.2. Методы обеспечения устойчивости откосов

1.3.Физические основы проявления эффекта армирования грунта

1.4. Характеристики геотекстильного материала

1.5. Методы расчета армированных откосов

1.6. Выводы и задачи исследования

ГЛАВА 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ФОРМИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ОТКОСОВ НАСЫПЕЙ

2.1. Характер развития напряжений в откосной части грунтового массива насыпи

2.2.Напряжения в откосе дорожной насыпи от внешней нагрузки

2.3.Напряжения в откосе дорожной насыпи от собственного веса грунта

а)Алгоритм программы по расчету напряжений в откосе с учетом НДС

б)Алгоритм программы по оценке устойчивости откоса по методу

круглоцилиндрической поверхности скольжения (КЦПС)

Краткие выводы по главе

ГЛАВА 3. ОСОБЕННОСТИ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ (НДС) ОТКОСОВ И ВЗАИМОСВЯЗЬ ИХ ЛОКАЛЬНОЙ И ОБЩЕЙ

УСТОЧИВОСТИ

3.1.Влияние угла внутреннего трения на НДС откоса и его локальную устойчивость

3.2.Влияние сцепления грунта на НДС откоса и его локальную устойчивость

3.3.Влияние высоты откоса на НДС и его локальную устойчивость

3.4.Влияние крутизны откоса на НДС и его локальную устойчивость

3.5.Взаимосвязь коэффициентов локальной и общей

устойчивости откосов

Краткие выводы по главе

ГЛАВА 4. УСЛОВИЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ УСТОЙЧИВОСТИ ОТКОСОВ

ЗА СЧЕТ ИХ АРМИРОВАНИЯ

4.1.Псевдосцепление армированного грунта

4.2.Определение условий армирования локальной зоны откоса с недостаточной устойчивостью

4.2.1.Условия армирования на основе метода КЦПС

4.2.2.Условия армирования локальной зоны с учетом НДС

4.3.Методические рекомендации по практическому

использованию «Программного комплекса»

Краткие выводы по главе

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

Список использованной литература

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Условия армирования откосов с учетом их напряженно-деформированного состояния»

Актуальность темы.

При проектировании и строительстве подходных дорожных насыпей к мостам и путепроводам в ряде случаев возникает необходимость армирования земляного полотна геосинтетикой в целях обеспечения общей устойчивости откосов, имеющих часто крутизну, которая оказывается выше значений, принимаемых обычно для типовых конструкций.

В инженерной практике при расчете общей устойчивости однородных и слоистых откосов используется широко известный метод круглоцилиндрической поверхности скольжения (КЦПС). При этом обоснованно считается, что откос, в том числе и армированный, обладает необходимым запасом общей устойчивости, если получаемый при этом коэффициент общей устойчивости Ку оказывается не менее требуемой величины, равной обычно Ктуреб=1,3-1,5. Однако решение задачи по

повышению устойчивости откоса насыпи с помощью армирования в рамках данной расчетной схемы приводит, во-первых, к необходимости равномерного армирования откоса на всю его высоту и, во-вторых, к уменьшению с глубиной требуемой длины самих армоэлементов, что противоречит общим представлениям о характере развития бытовых давлений грунтовой среды с глубиной.

Вместе с тем очевидно, что той или иной фиксированной степени общей устойчивости любого откоса соответствует свое, вполне определенное, напряженно-деформированное его состояние (НДС), которое определяет локальный (или точечный) запас прочности грунта в каждой точке его массива и, безусловно, неоднородно. Отсюда следует, что и состояние предельного равновесия откоса достигается далеко не одновременно по всей области откоса, или фиксированной поверхности скольжения, определяемой по методу КЦПС, а концентрируется в ограниченной его зоне, указывая на необходимость армирования откоса

именно в этой зоне. Данный вывод свидетельствует о наличии определенных недостатков существующей методики проектирования армированных откосов дорожных насыпей и на необходимость дальнейшего совершенствования ее теоретических основ.

Поэтому, учитывая актуальность данной проблемы как в России, так и во Вьетнаме, целью настоящей диссертационной работы является разработка теоретических и методических основ индивидуального проектирования армированных дорожных насыпей на основе учета особенностей их напряженно-деформированного состояния (НДС).

В соответствии с этой целью были определены следующие задачи исследований.

• Обобщить накопленный опыт отечественного и зарубежного транспортного строительства в области обеспечения устойчивости обычных и армированных откосов.

• Проанализировать физические основы и условия формирования НДС откосов отсыпанных земляных массивов.

• Разработать блоки компьютерного «Программного комплекса» оценки НДС и определения степени общей и локальной устойчивости свободных и армированных откосов.

• Исследовать особенности развития показателей локальной устойчивости в откосной области и их взаимосвязь со степенью общей устойчивости.

• Обосновать степень локализации областей необходимого армирования и разработать общие рекомендации по практическому применению разработанного «Программного комплекса» по проектированию армированных откосов дорожных насыпей с учетом их НДС.

Научная новизна работы состоит в том, что на основе выполненных исследований:

• выявлены основные закономерности развития вертикальных, горизонтальных и касательных напряжений, а также локальных коэффициентов устойчивости грунта в массиве однородных откосов с учетом их геометрических параметров (высота и крутизна) и прочностных (угол внутреннего трения и сцепление) характеристик грунта;

• в активной зоне массива откоса выявлена область точек с минимальными в них коэффициентами запаса локальной устойчивости грунта, причем, самая минимальная величина этих коэффициентов расположена на уровне подошвы откоса;

• установлено, что для однородных откосов с их различной высотой, крутизной и характеристиками грунта, обобщенно имеется устойчивая линейная взаимосвязь минимальных величин локальных коэффициентов устойчивости грунта и коэффициентов запаса их общей устойчивости, найденных по методу кругло-цилиндрической поверхности скольжения (КЦПС);

• установлена рациональная область локального армирования откоса с учетом их напряженно-деформированного состояния (НДС) с целью повышения его общей устойчивости и предложены критерии для определения требуемой длины армирующих элементов на каждом горизонте.

Практическая ценность работы: заключается в возможности более обоснованного подхода к расчету и индивидуальному проектированию дорожных насыпей на подходах к мостам и путепроводам, за счет учета НДС и необходимости армирования не всего откоса, а только наиболее его слабой, локальной зоны, что приводит к сокращению расхода армирующего

материала (геотекстиль, металл) и снижению общей стоимости строительства.

Апробация работы:

1. Промежуточные этапы работы докладывались на 75 научно-технической конференции (МАДИ).

2. По материалам работы опубликованы следующие статьи в рецензируемых журналах:

2.1. Добров Э.М., Фам Д.Т. Взаимосвязь общих и локальных коэффициентов устойчивости откосов дорожных насыпей. Международный жур-л , Геотехника», 02. 2016.60-66 с.

2.2. Добров Э.М., Фам Д.Т. «Влияние напряженного состояния откосов насыпей на их армирование» жур-л. «Транспортное строительство» №7, 2016.24-27 с.

2.3. Добров Э.М., Фам Д.Т. Армирование откосов дорожных насыпей с учетом их напряженного состояния. Жур-л «Наука и техника в дорожной отрасли», №, 2016, 6-8 с.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Существующие методы оценки устойчивости откосов

Обеспечение устойчивости откосов дорожных насыпей и стабильности земляного полотна России обычно реализуется на основе соблюдения существующих конструктивных и технологических требований, изложенных в действующих ГОСТ и Сводах Правил и относящихся к типовым условиям, характеризуемых в первую очередь высотами насыпей не более 12м и отсыпанных из грунтов с требуемой степенью их послойного уплотнения согласно таблице 1.1 [32].

Выбор крутизны откоса.

Таблица 1.1

Грунты насыпи Наибольшая крутизна откосов при высоте откоса насыпи, м

До 6 До 12

в нижней части (0-6) в верхней части (6-12)

Глыбы из слабовыветривающихся пород 1:1 - 1:1,3 1:1,3 - 1:1,5 1:1,3 - 1:1,5

Крупнообломочные и песчаные (за исключением мелких и пылеватых песков) 1:1,5 1:1,5 1:1,5

Песчаные мелкие и пылеватые, глинистые и лессовые 1:1,5 1:1,75 1:1,75 1:2 1:1,5 1:1,75

Примечания: 1. Под чертой даны значения для пылеватых разновидностей грунтов во II и III дорожно-климатических зонах и для одноразмерных мелких песков. 2. Высота откоса насыпи определяется разностью отметок верхней и нижней бровок откоса. При наличии косогорности высота откоса насыпи определяется разностью отметок верхней и нижней бровок низового откоса. 3. Наибольшую крутизну откосов насыпей из мелких барханных песков в районах с засушливым климатом следует назначать 1:2 независимо от высоты.

Однако, в случаях, когда высота дорожной насыпи, особенно на подходах к мостам и путепроводам, оказывается более 12м, требуется индивидуальная проверка расчетом степени устойчивости ее откосов. Аналогичная ситуация возникает и в случаях, когда требуется существенно увеличить крутизну откосов насыпи, учитывая необходимость сокращения развития ее подошвы в условиях стесненной городской застройки.

В настоящее время в России и за рубежом для обеспечения устойчивости таких конструкций часто используют их послойное армирование геосинтетическими материалами. Для их расчета часто используют известные инженерные методы предельного равновесия, базирующиеся на предположении о возможности нарушения устойчивости откосов по фиксированной, как правило круглоцилиндрической поверхности скольжения, разработанные такими учеными как Шахунянц, Маслов, Терцаги, Бишоп, Моргенштерн, Спенсер и многими другими. При этом в расчетной модели принимаются следующие допущения:

- массив откоса - затвердевшее тело;

- поверхность скольжения - сплошная определенная линия;

- напряжения заменяются силами;

Общая последовательность действий при использовании методов предельного равновесия состоит в том, что сначала задаются формой поверхности скольжения, затем путем итераций определяется ее критическое положение, отвечающее минимальному значению коэффициента устойчивости.

Методы расчета делятся на: методы, удовлетворяющие общему равновесию моментов (Феллениуса, Бишопа), методы равновесия сил (Шахунянца, Крея, Маслова-Берера) и методы равновесия моментов и сил (Янбу, Моргенштейна и Прайса, Спенсера).

Кроме отмеченного методы расчета устойчивости отличаются друг от друга характером учета действующих сил. Так, по этому фактору можно выделить, по крайней мере, три категории подобных методов (рисунок 1.1):

^ Учитывающие только основные силы;

^ Учитывающие горизонтальные силы взаимодействия отсеков; ^ Учитывающие вертикальные и горизонтальные силы взаимодействия между отсеками.

Рисунок 1.1.Схемы учета сил: а) только основные; б) основные и горизонтальные; в) основные, горизонтальные и вертикальные.

На рисунке 1.2 представлена общая расчетная схема для методов, в которых предполагается, что неустойчивая часть грунтового массива ограничена снизу круглоцилиндрической поверхностью (методы Терцаги, Крея, весового давления и др.).

На выделенный ьй элемент тела обрушения шириной Ь действуют силы: Gi - вес элемента, включающий вес грунта и воды в порах; Wi_1 и Wi -равнодействующие давления воды, действующего по боковым граням рассматриваемого элемента; и - давление воды, действующее на подошву элемента; Т^ и Т - вертикальные составляющие силы взаимодействия между элементами; Е^ и Еi - горизонтальные составляющие силы взаимодействия между элементами; ^ и т - соответственно нормальные и касательные напряжения, действующие по подошве элемента.

Рисунок 1.2. Общая расчетная схема для методов, использующих круглоцилиндрическую поверхность обрушения: а-профиль грунтового массива; б-схема сил, действующих на произвольный элемент тела обрушения; 1-профиль поверхности, ограничивающей грунтовый массив, 2-профиль поверхности обрушения (дуга окружности), 3-профиль поверхности грунтовых вод. 1.1.1. Метод Терцаги

В методе Терцаги [36] принято Е^ = Ei = Т^ = Т = 0 , а также считается, что силы Wi.1, Wi и горизонтальная составляющая давления и1 взаимно уравновешены, т. е.

Ж - Ж , = и.1• .Бта-I г-1 I I

(1.1)

где ^ - длина профиля подошвы 1-го элемента.

Схема учитываемых в этом методе сил, действующих на произвольный 1-й элемент, представлена на рисунке 1.3.

Рисунок 1 .3 - Схема действующих на 1-й элемент сил в методе Терцаги

Коэффициент запаса определяется как отношение момента предельных реактивных сил Мп к моменту действующих реактивных сил Мд, уравновешивающих момент активных сил Ма. Эти моменты подсчитываются относительно горизонтальной оси круглоцилиндрической поверхности, ограничивающей тело обрушения.

J гтПР .di

r:

M J

K = МП = J---(1.2)

П = _l_ МД | r.z.dl

i

где тпр - предельные касательные напряжения; т - действующие касательные напряжения; l - длина дуги окружности радиусом г (профиля поверхности сдвигов).

Из уравнения равновесия проекций сил на нормаль к подошве элемента получается выражение для определения нормального усилия, действующего на подошву i-го элемента:

1 = (Gi - Ubr )cOSa, (О)

Допущение Ti-1=Ti=0 указывает на то, что вертикальные площадки являются главными, и, следовательно, перемещение отсеков относительно друг друга отсутствует.

Касательное напряжение по подошве элемента достигает своего предельного по Кулону значения, которое при действующем нормальном напряжением ai определяется зависимостью:

:ПРг =°г Ш + С (14)

где tg9i , с - параметры механической прочности грунта для i-го элемента.

Уравнение равновесия моментов активных и реактивных сил относительно центра окружности, ограничивающей профиль тела обрушения, имеет вид:

M а - Мд = Gr .sin а, - r £ .l, = 0 (1.5)

n n

Коэффициент запаса в методе Терцаги определяется выражением:

M Z K^» - ubi )•cos а ш + cl ]

K = M П - n

Z G»sin a

n

(1.6)

1.1.2. Метод Крея

В методе Крея [14] принято допущение, что силы взаимодействия между элементами тела обрушения имеют горизонтальное направление, т.е. предполагается, что Т^=1\=0. Следовательно и в этом методе предполагается, что вертикальные площадки являются главными, а перемещение отсеков относительно друг друга отсутствует.

Схема учитываемых в этом методе сил, действующих на произвольный 1-й элемент, представлена на рисунке 1.4.

Рисунок 1.4 - Схема действующих на 1-й элемент сил в методе Крея Уравнение равновесия проекций сил на вертикальную ось для каждого

отсека имеет вид:

Gi - TnPi li • sin а - ц .l. cos а - ul». cos а = 0

г г' г'

(1.6)

Учитывая, что: тПР1 = ni.tgpi + ег, bt = lt cosa , после преобразования (1.6) получается выражение для определения нормальных усилий, действующих в

предельном состоянии по поверхности обрушения:

l = (Gi - Ubbi )- Ci 1г sin ai

Uli =

cosí

(аг-Рг)

. cos Щ

(1.7)

В методе Крея коэффициент запаса устойчивости определяется либо из уравнения равновесия моментов сил относительно центра дуги окружности

(метод моментов), либо из уравнения равновесия проекций сил на горизонтальную ось (метод сил).

Следует отметить, что на практике часто используется первый вариант, то есть коэффициент запаса определяется из уравнения равновесия моментов. Что касается второго варианта, он редко применяется, потому что в нем не соблюдается условие равновесия моментов. При равенстве нулю вектора сил это приводит к неограниченному росту плеча силы взаимодействия в нижней части тела обрушения откоса.

Выражение для определения коэффициента запаса в методе Крея по первому варианту имеет вид:

[ т тПР а X 0 - иЪ')в1п а + Сг Ь<'С05* %

к = = I ПР = ^_С05к (18)

М [тх Ш ■

1.1.3. Метод Феллениуса

Метод Феллениуса широко использовался в течение многих лет, поскольку весьма прост для проведения расчетов вручную. Этот метод, применимый также к неоднородным откосам, предназначен только для круглоцилиндрических поверхностей обрушения.

В методе Феллениуса, так же как в методе Терцаги, не учитываются силы взаимодействия между элементами, т.е. Е1 = Т1 = 0 (рисунок 1.3).

Из уравнения равновесия проекций сил на направление нормали к подошве элемента имеем:

N = Ог .<»8 а, (1.9)

Эффективное нормальное напряжение, действующее на подошву данного элемента, определяется выражением:

О,.С0Ба,

- и

(1.10)

1

Откос приводится в предельное равновесие путем изменения параметров прочности слагающих его грунтов. По предложению Феллениус это осуществляется делением на коэффициент запаса устойчивости к:

1=1

ТПР CT.tgp + c /1 114

Тк =_ПР = -= clgpk + ck С1-11)

где ф , с - расчетные значения прочностных характеристик грунта, в общем случае переменные по длине поверхности сдвига; фк, ск - критические значения прочностных характеристик грунта, соответствующие предельному равновесию грунтового массива.

С учетом (1.11) касательная сила к подошве элемента Тп1 определяется выражением:

T = СI +(G - и-1г )íg% (1 12)

г k

Коэффициент запаса вычисляется из уравнения равновесия моментов сил относительно центра окружности, ограничивающей профиль тела обрушения:

Е 1 +(G •cos « - ul< )tg^]

К = --=—--(1-13)

Е °гsin«

n

Как отмечено в [67] выражение (1.10) часто дает низкие и даже отрицательные значения эффективного нормального напряжение в некоторых точках поверхности обрушения. В 1967 г. Turbull и Hvorslev [68] вместо (1.10) предложил новое выражение для определения эффективного нормального напряжение в методе Феллениуса:

Gi .cos« 2 /1 i/i\

ci=—!—-L-u.cos аг (1.14)

При использовании (1.13) методы Феллениуса и Терцаги становятся идентичными.

1.1.4. Метод Бишопа

В 1955г. А. Бишоп предложил упрощенный метод [56], в котором предполагается, что силы взаимодействия между элементами имеют нормальное направление, т.е. Т=0 (рисунок 1.4).

Из уравнения равновесия проекций сил на вертикальное направление, имеем:

к

к

Ni cosa = Gi- Tm sina

Как и в методе Феллениуса

= с it + (Ni - uli ).tg(Pl

Tmi ~

k

Поставляя (1.16) в (1.15) получим:

N =

k Gi - (C li - ui li tgVr ) sin ai k.cos a» + sin a» tgqi

(1.15)

(116)

(1.17)

Уравнение моментов сил относительно центра окружности, ограничивающей тело обрушения,

^ с» lt + (Ni - ult )tgvt ^ .

Z— — -Z G .sina

n k n

(118)

После преобразования (1.18) получается уравнение для определения

коэффициента запаса:

Z

с1.cos ai + (Gi- u h.cos a ygPi

cosa» +

К =

sin a.tg^

К

Z G .si

sm а,

(119)

Бишоп провел сопоставление коэффициентов запаса, полученных с помощью его упрощенного метода и более строгих методов, в которых удовлетворяются все условия равновесия. Он пришел к заключению, что вертикальная составляющая силы взаимодействия может быть принята равной нулю, не приводя к существенным ошибкам, обычно с расхождением менее 1% [55].

Как отмечает Фредлунд [58], при распространении упрощенного метода Бишопа на поверхности обрушения других форм, отличающихся от круглоцилиндрической, получаются разные значения коэффициента запаса в зависимости от положения точки, относительно которой вычисляются моменты. Причиной этому является несоблюдение условия равновесия горизонтальных проекций сил.

Кроме изложенных известны также методы Янбу, Спенсера, Lowe-КагайаШ, В.Е. Прайса и др.

n

n

1.1.5. Метод конечных элементов (МКЭ) - метод снижения прочности.

Из положений механики грунтов известно, что напряженное состояние в какой-либо точке грунта рассматривается как предельное в том случае, когда незначительное добавочное воздействие нарушает равновесие и приводит грунт в неустойчивое состояние. Процесс разрушения грунта происходит в результате преодоления внутренних сил трения и сцепления между частицами по определенным поверхностям скольжения. В общем виде устойчивость сооружения может оцениваться величиной коэффициента безопасности, представляющим собой отношение максимально возможной прочности грунта тпред к минимальному значению, необходимому для обеспечения равновесия хдейств:

i

Коэффициент безопасности = предел (1.20)

1действ

Если формулу (1.20) представить в виде стандартного условия Кулона, то она примет вид:

Коэффициент безопасности = °« tg(+c = к (121)

С« Ж + Cr

Где с' и ф' - исходные параметры прочности и an - фактическое нормальное напряжение; сг и фг - параметры прочности, сниженные в ходе расчета до минимальных значений, достаточных для поддержания равновесия.

Метод снижения прочности (SRM - shear reduction method) по принципу расчета схож с методом Р.Р. Чугаева, известном в гидротехническом строительстве [39]. Метод снижения прочности реализован в программах, работающих на основе метода конечных элементов и конечных разностей (Plaxis, GEO5, Phase2, FLAC). Прогноз разрушения осуществляется путем одновременного понижения обоих показателей сдвиговой прочности:

r C

cr = Y~

уст (1.22)

(

(r = Y~

уст

Где Куст - коэффициент снижения прочности, соответствующий коэффициенту устойчивости в момент разрушения.

Последовательность расчета следующая: коэффициенту снижения

прочности (Куст) присваивается значение Куст=1. В ходе расчета Куст увеличивается, при этом сопротивление сдвигу и деформация оцениваются на каждом этапе до наступления разрушения. Результаты вычислений приводятся в виде графиков, на которых показано влияние коэффициента снижения прочности (Куст) на смещение контрольной точки (узла сетки конечных элементов). Критерий разрушения модели определяется условием Кулона-Мора. Если в результате конечно-элементного расчета будет получено решение для последнего устойчивого состояния откоса, то график расчетов примет горизонтальное положение и коэффициент снижения прочности будет соответствовать коэффициенту устойчивости Куст. Поверхность скольжения при использовании МКЭ формируется во время расчета.

Существенным преимуществом метода снижения прочности по сравнению с методами предельного равновесия является то, что поверхность скольжения и коэффициент устойчивости определяются одновременно в процессе расчета.

1.2. Методы обеспечения устойчивости откосов

Подпорная стенка - инженерное сооружение, основное назначение которого состоит в удержании от сползания или обрушения массива грунта, расположенного на уклонах. Другими словами, это не что иное, как конструкция, выступающая в роли опорного элемента, не позволяющим различным сооружениям, расположенным на наклонной плоскости, и грунту под ними обрушиться или обвалиться под воздействием сил тяжести.

Строительство подпорных стен - это задача сложная и ответственная. Особое внимание уделяется проектированию. Именно на этом этапе рассчитываются все эксплуатационные характеристики будущей

конструкции. Так, при расчетах учитываются собственный вес, испытываемые нагрузки от расположенных на ней объектов, давление грунта на тело и фундамент стены, водные потоки при ливнях и паводках, воздействие ветров, вспучивание грунта при заморозках.

Любая подпорная стенка состоит из следующих частей:

- Фундамент - часть стены, которая находится под землей и принимает на себя основную нагрузку от давления грунта.

- Тело - вертикальная часть конструкции (собственно стенка).

- Дренаж - водоотвод, необходимый для усиления прочности стенки.

массивная подпорная стена

тонкостенная подпорная стена

стена в грунта с распорками и анкерным закреплением

3

Рисунок 1.5. Подпорные стены и шпунтовые ограждения

Подпорные стены по технологии строительства делятся на монолитные и сборные. По глубине заложения- на неглубокого (ширина стен сопоставима либо меньше глубины заложения) и глубокого заложения (ширина стенок в 1,5 и более раз меньше, чем глубина). По высоте - на низкие (менее 1 метра), средние (1-2 метра) и высокие (более 2 метров).

По массивности стены подразделяют на:

+ Массивные. Данный вид подпорных стен является материалоемким, а также трудоемким. Устойчивость к опрокидыванию и сдвигу достигается за счет собственной массы.

+ Полумассивные. Устойчивость конструкций данного вида достигается за счет массы самого сооружения, а также массы засыпки.

+ Тонкоэлементные. Данный вид подпорных стен обычно возводится из железобетонных плит. За устойчивость в этом случае обеспечивается весом засыпного грунта.

+ Тонкие. Устойчивость стен данного вида обеспечивается за счет защемления основания в грунте.

По расположению:

+ интегрированные (связаны с примыкающими к ним сооружениями);

+ автономные (отдельно стоящие Важной характеристикой подпорных стен является материал, из которого они сооружены, поэтому по материалу изготовления выделяют:

+ Подпорная стена из бетона. Конструкция данного вида является одной из наиболее устойчивых. Для её возведения требуется обустройство опалубки и дренажных отверстий.

+ Каменная. При формировании подобной стены необходимо обустройство армированного фундамента, заложенного ниже точки промерзания. Также в теле готовой конструкции должны быть предусмотрены выпускные отверстия для дренажа и уменьшения давления воды.

+ Деревянная. При возведении такой подпорной стены должна быть предусмотрена дренажная система. Все деревянные элементы конструкции должны быть обработаны антисептиком.

Кирпичная. Технология строительства аналогична той, что и при возведении каменных подпорных стен.

+ Металлическая. Подпорная стена данного вида подходит только для устойчивых грунтов. При её возведении следует сформировать бетонный фундамент, чтобы усилить конструкцию.

+ Подпорная стена из строительных блоков. Технология возведения та же, что и в случае с каменными сооружениями.

+ Подпорная стена из габионов. Данный материал обладает солидным весом, что позволяет создать достаточно устойчивую конструкцию. Возведение стен с применением габионов можно выполнять круглогодично. Также в данном случае нет необходимости в предварительной подготовке фундамента либо основания.

+ Подпорная стена из бетонных блоков. Возведение конструкции выполняется достаточно легко. Обустройство стены предполагает предварительную утрамбовку основания и засыпку щебня.

+ Подпорная стенка из грунтов, укрепленных по технологии JET GROUTING путем предварительной проходки грунтового массива системой скважин и его цементации (рисунок 1.6). Суть данной технологии заключается в том, что во время бурения скважины одновременно подается под высоким давлением жидкий раствор цемента, вследствие чего грунт перемешивается с цементом и после его затвердевания образуется свая, основой которой является грунтобетон.

Такая технология укрепления грунта часто используется при строительстве подземных сооружений, укреплении торфяников и прочих подвижных пород земли, при укреплении откосов насыпей и склонов рельефа. Также цементация грунта применяется с целью увеличить несущие характеристики свай.

Рисунок 1.6 Примеры использования струйной технологии в транспортном строительстве.

Грунтобетонные сваи могут устраиваться с использованием различных технологий и устройств. Первый метод SOILMIX заключается в том, что в грунт погружается специальное устройство с разбуривающим наконечником, оснащенном режущими лопастями. В то время как лопасти режут пласт земли и перемешивают его, через отверстия в наконечнике подается под высоким давлением жидкий раствор цемента.

1. Бурение л верной 2. Устройство Сваи 3. Армирование СВа и

скважины

Рисунок 1.7. Схема устройства грунтоцементной сваи

В основе второго метода JET GROUTING (реактивное заливание раствором) лежит цементация грунта двумя этапами. На первом этапе происходит образование первоначальной скважины малого диаметра, после чего буровую установку поднимают с вращением. Второй этап заключается в поднятии буровой установки с одновременным нагнетанием струи жидкого цемента под давлением равным 600 атм.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Фам Дык Тиеп, 2017 год

Список использованной литература

1. Аксенов И.И. Армированная земля - дело не новое. Газета «Советская Абхазия» от 19 октября 1977 г.

2. Вавринюк Т.С., Федоренко Е.В. Расчеты устойчивости земляного полотна с геосинтетическими материалами. Ж. «Красная линия», выпуск Дороги №69 май 2013.

3. Видаль А. Армированная земля. Современная архитектура, 1972, N3, с.103-107.

4. Добров Э. М. Механика грунтов. 2-е изд. М. ИЦ «Академия», 2015-256с.

5. Добров Э. М., Шкицкий Ю.П. Графоаналитический метод рационального размещения армирующих полос геосинтетики в дорожной насыпи. Ж-л «Автомобильные дороги».

6. Добров Э.М. К оценке напряженного состояния откосов и склонов. Сб. трудов «СоюздорНИИ», вып.24, Балашиха, Изд. СоюздорНИИ, 1968, с.75-78.

7. Добров Э.М. Теоретические основы и практические методы индивидуального проектирования дорожных насыпей. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук. М., Изд МАДИ, 1992, с75-121.

8. Добров Э.М., Семендяев Л.И.Б, Хоружий Э.Ф., и др. Определение напряжений в земляных массивах сложного контура для оценки устойчивости насыпей на косогорах, Труды СоюздорНИИ, вып, 54, М., Иад. СоюздорНИИ, 1971, с.5-53.

9. Добров Э.М., Хоружий Э.Ф. Оценка общей устойчивости откосов земляного полотна с учетом его напряженного состояния. Материалы у Всесоюзного совещания по проблемам технического прогресса в дорожном строительстве. Сб.3, М., Изд. СоюздорНИИ,1971, с. 123-130.

10. Добров Э.М., Хоружий Э.Ф. Учет напряженного состояния склонов и откосов при оценке их устойчивости. Труды СоюздорНИИ, вып. 58(1). М. , Иад. СоюздорНИИ, 1972, с.45-89.

11. Евгеньев И.Е. Повышение устойчивости земляного полотна на слабом основании методом армирования. В сб.: Труды Союздорнии. Вып.65, М., 1973, с. 115-120.

12. Казарновский В.Д. Перспективные напряжения применения геотекстиля в дорожном строительстве. В сб. : Применение геотекстильных материалов в транспортном строительстве. М., 1989, с.9-12.

13. Кандауров И.И. Механика зернистых сред и ее применение в строительстве. Л. Стройиздат,1988-280 с.

14. Крей Г. Теория давления земли и сопротивления грунтов нагрузке. - Л: Госстройиздат,1932. - 218 с.

15. Лейбман Е.Я. Разработка методики проектирования насыпей, армированных геотекстильными прослойками и геосетками. Автореф. канд. диссертации. М. 1991г.

16. Львович Ю.М., Дорфман А.Г. Исследование устойчивости высоких насыпей из глинистых грунтов, армированных геотекстильными прослойками, при помощи центробежного моделирования. В сб.: Применение геотекстильных материалов в транспортном строительстве, М., 1989, с.51-55.

17. Маслов Н.Н. Прикладная механика грунтов. М., Машстройиздат, 1949 -328с.

18. Муллер Р.А. К статистической теории распределения напряжений в зернистом грунтовом основании. «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1962, №4, с.4-6.

19. Надаи А. Пластичность и разрушение твердых тел. т.2, М., «Мир», 1969, 863с.

20. Орнатский Н.В., Кузнецов Н.В., Кораблинов А.Н. Проектирование земляного полотна автомобильной дороги на оползневом склоне северного отрога Большого Кавказского Хребта. Материалы совещания по вопросам изучения оползней и мер борьбы с ними. Киев, Изд. Киевского университета, 1964, с.309-311.

21. Полуновский А.Г. Геотекстильные материалы в транспортном строительстве. Достижение и перспективы. В сб.: Применение геотекстильных материалов в транспортном строительстве, М., 1989, с. 15-17.

22. Провести исследования и разработать рекомендации по сокращению объемов земляных работ при устройстве конусов у искусственных сооружений, а также по защите конусов синтетическими материалами. Отчет по теме 3Р-Х1-3-84 р.4, М. : ЦНИИС, 1984.

23. Пудов Ю.В. , Полуновский А.Г. К расчету заделки армирующих прослоек в грунтовом массиве. В сб. : Синтетические текстильные материалы в конструкциях автомобильных дорог. Труды Союздорнии, М., 1983, с.4-12.

24. Радовский Б.С. Напряженное состояние нежёстких дорожных одежд с промужеточными слоями из слабосвязанных зернистых материалов. Автореферат диссертации. Харьков, Изд. ХАДИ, 1966, 53с.

25. Разработка методов оценки устойчивости насыпей из грунтов повышенной влажности. Отчет по теме 12.09. ДИИТ, Днепропетровск, 1986, 23с.

26. Рекомендации по применению геосинтетических материалов в конструкциях промысловых дорог. СПб.:Миаком, 2013.

27. Рекомендации по применению гесинтетических материалов при строительстве и ремонте автомобильных дорог. ОДМ 218.5.003 -2010М. Информавтодор, 2003 г.

28. Синтетические текстильные материалы в транспортном строительстве. Под ред. В.Д. Казарновского. М. : Транспорт, 1984, 160 с.

29. Смуров Н.М. , Фомин А.П. Авторское свидетельство на изобретение SU1339203 A1 E02D17/20. Технология возведения армированной насыпи.

30. Смуров Н.М. , Фомин А.П. Расчет устойчивости откоса земляного полотна, армированного синтетическими материалами и методика их испытаний на длительное воздействие статической нагрузки. В сб. : Совершенствование методов изысканий и проектирования автомобильных дорог и мостов. Труды Гипродорнии. Вып.49. М., 1985, с.40-50.

31. Смуров Н.М. Рекомендации по совершенствованию методов конструирования и технология повышения общей устойчивости конусов и откосов земляного полотна (для опытного применения). М. : Гипродорнии, 1986 -27 с.

32. СНиП 2.05.02-85 Автомобильные дороги.

33. Соколов А.Д. Армогрунтовые системы автодорожных мостов и транспортных развязок / Соколов А.Д. Монография. - СПБ.: ООО Отраслевая медиа-корпорация «Держава», 2013. - 504 с.

34. Соловьев А.В. Критерий оценки длительной устойчивости откосов грунтовых насыпей автотранспортных сооружений. Автореферат канд. дисс. Волгоград, 2009 г.

35. Тер-Мартиросян З.Г. Ахпателов Д.М., Манвелян Р.Г. Напряженное состояние горных массивов в поле гравитации. Труды СоюздорНИИ, вып.74, М, Изд.СоюздорНИИ, 1974, с.39-46.

36. Терцаги, К. Теория механики грунтов. - М.: Госстройиздат, 1961. - 507 с.

37. Цытович Н.А. Механика грунтов. М., Госстройиздат, 1963, 636с.

38. Цытович Н.А. Механика грунтов. М., Стройиздат, 1951, 528с.

40. Шахунянц Г.М. Земляное полотно железных дорог. М. Трансжелдориздат, 1953, 828с.

41. Штикель Д.Ю. Разработка методики проектирования армогрунтовых конструкций, используемых при сооружении земляного полотна автомобильных дорог. Диссертация на соискание учетной степени кандидата технических наук. Союздорнии. М., 1987-266с.

42. Вй Due Hgp, Ung dung vai va luai dia ky thuat trong xay dung cong trinh, Nha xuit ban Giao thong van tai, Ha Noi,2000.

43. GS.TS Nguyen Viet Trung, Ths Nguyen Thi Bach Duang , Phan tich k£t ciu him va tuang cu bing phin m£m Plaxis, Nha xuit ban Giao thong Van tai, Ha Noi,2009.

44. GS.TSKH Nguyen Xuan Truc, Duang Hoc Hai, Vu Dinh Phung , S6 tay thi6t k£ duang o to, tap II, Nha xuit ban xay dung, Ha Noi, 2003.

45. Tieu chuan nganh 22TCN 262-2000, "Quy trinh khao sat thiet ke nen duang o to dip tren dit y£u".

46. Tieu chuan Viet Nam TCVN 8220, "Vai dia ky thuat - Phuang phap xac dinh do day danh dinh".

47. Tieu chuan Viet Nam TCVN 8221, "Vai dia ky thuat - Phuang phap xac dinh khoi lugng tren dan vi dien tich".

48. Tieu chuin Viet Nam TCVN 8222, "Vai dia ky thuat - Quy dinh chung v£ liy mau va xu ly thOng ke".

49. Tieu chuin Viet Nam TCVN 8871-1, "Vai dia ky thuat - Phuang phap thu -Xac dinh luc keo giat va do gian dai keo giat".

50. Tieu chuan Viet Nam TCVN 9844:2013, "Yeu cau thiet ke, thi cong va nghiem thu vai dia ky thuat trong xay dung n£n dip tren dit y£u".

51. Trin Van Viet, Cim nang dйng cho ky su dia ky thuat, Nha xuit ban Xay Dung, 2004.

52. TS. Bô Vän De "Ca sa ly thuyét cüa cac phuang phap tinh ôn dinh mai dôc trong phân mèm SLOPE/W", Nhà xuât bàn Xây Dung, 2001.

53. TS. Bô Vän De "Phân mèm SLOPE/W ung dung vào tinh toan ôn dinh trugt sâu công trinh", Nhà xuât bân Xây Dung, 2001.

54. Bishop A.W., Morgernstern N. Stability coefficients for earth slopes. Geotextnique, 1954, N9, p.129-147.

55. Bishop, A.W. Stability coefficients for earth slopes/ A.W. Bishop, N.R.Morgenstern // Geotechnique. - Vol. 10. - 1960. - Pp. 129-150.

56. Bishop, A.W. The use of the slip circle in the stability analysis of slopes/ A.W.Bishop// Geotechnique. - Vol. 5. - 1955. - Pp. 7-17.

57. Blivet J. - C., Gestin F. Etude de l'adherence entre le phosphogypse et deux Geotextiles. Coll.int.reinforcement des sols. vol.II, Paris, 1979, p.403-408.

58. Fredlund, D.G. Comparison of slope stability methods of analysis/ D.G. Fredlund, J.Krahn // Canadian Geotechnique Journal. - Vol. 14. - 1 977. - Pp. 429-439.

59. Greedwood J. Stability analisys of reinforced slopes. Highway & Transportation, N10, vol.33, 1986, p.26-27.

60. Ingold T.S. An analytical study of geotextile reinforced embacments. Proc. Second Ground Int. Conf. on Geotextiles, USA, vol.3, 1982, p683-685.

61. Ingold T.S. Reinforced earth. Thomas Telford, London, 1982 - 141p.

62. Ingold T.S. The design method of reinforced embancments. Highway & Transportation, 1986, N3, p.22-27.

64. Jonathan T.H. Wu, Thang Q. Pham, and Michael T. Adams. Composite Behavior of Geosynthetic Reinforced Soil Mass. Report No. FHWA-HRT-10-077. Report Date July 2013.

65. Jones C. Earth reinforcement and soil structures. Butterworth advanced series in geotechnical engineering, 1983 - 183p.

66. Lassale J., Fayaux D., Bertier G.P. Specification et recommandation du Comite des Geotextiles. Travaux, 1983, N17, p.17-23.

67. Michael Duncan, J. Soil Strength and Slope Stability/ J. Michael Duncan, G. Stephen Wright. - John Wiley & Son, 2005. - Pp. 297.

68. Morgenstern, N.R. The analysis of stability of general slip surface/ N.R. Morgenstern, V.E. Price // Geotechnique. - Vol. 15. - 1965. - Pp. 70-93.

69. Studer J., Glauser J., Stusgi H. Armieren mit geotextilien. Strasse und verkehr, 1985, 71, N12, p.643-647.

70. Vidal H. La petite histoire de la terre armee. Revue generale des routes, ponts et des aerodromes, 1986, N635, p.65-72.

71. Vidal H. The development and future of Reinforced Earth. Keyworth Address. ASCE Symp. Earth Reinforcement. Pittsburgh. 1978.

72. Yamamoto K., Strenthening of embankment slopes with nrts. Annual report, Morioka Construction Bureau, Jnr., 1966, p.66.

Приложение 1

1. Физическая модель изучения взаимодействия арматуры и грунта

Размеры физической модели для определения характера взаимодействия между арматурой и материалом [64] показаны на рис. 1

Рисунок 1. Схема размещения тензодатчиков по высоте экспериментального

образца

а) Нанесение смазки на б) Прикрепление мембраны. поверхность стенок из оргстекла.

в) Размещение первого слоя г) Уплотнение первого слоя

облицовочных блоков на тоце грунта.

лотка

д) Засыпка грунта во второй слой. е) Размещение слоя геотекстиля.

ж) Выравнивание закрывающего песчаного слоя (5mm)

з) Размещение слоя геотекстиля на слое песка

и) Расзмещение мембраны в й) Установка мембраны на торцах

верхней поверхности образца

к) Проводка измерительных л) Вакуумироване испытываемого кабелец образца

н) Образец после нагружения о) Траектории плоскостей

вертикальной нагрузкой разрушения после опыта

Рисунок 2. Этапы физического моделирования

а) Результаты первого опыта

Таблица 1

Параметры Измерения

Условия опыта Прочность геотекстиля Rt 70 кН/м

Шаг геотекстиля 0.2м

Боковое давление а2 34 кН/м2

Максимальный размер зерна грунта dmax 0,03302м

Результаты Предельное вертикальное давление а^ 2700 кН/м2

Вертикальная деформация при разрушении 6.5%

Боковая деформация поверхности при разрушении 60мм

б) Результаты второго опыта

Таблица 2

Параметры Измерения

Условия опыта Прочность геотекстиля Rt 140 кН/м

Шаг геотекстиля 0.4м

Боковое давление а2 34 кН/м2

Максимальный размер зерна грунта dmax 0,03302м

Результаты Предельное вертикальное давление а^ 1750 кН/м2

Вертикальная деформация при разрушении 6.1%

Боковая деформация поверхности при разрушении 54мм

в) Результаты третьего опыта

Таблица 3

Параметры Измерения

Условия опыта Прочность геотекстиля Rt 70 кН/м

Шаг геотекстиля 0.4м

Боковое давление а2 34 кН/м2

Результаты Предельное вертикальное давление а^ 1300 кН/м2

Вертикальная деформация при разрушении 4.0%

Боковая деформация поверхности при разрушении 53мм

2. Изучение условий взаимодействия арматуры и грунта методом конечных элементов (МКЭ).

Условия первого физического опыта определения взаимодействия арматуры и грунта были смоделированы численным методом с помощью программы Plaxis 8.2 а) Условия модели задачи

Характеристики материалов показаны в таблице 4

Характеристики материалов задачи

Таблица 4

Категория Изображение

Грунт + Модель грунта: модель упрочняющегося грунта (hardening soil model) + Сухой удельный вес грунта: уа=24кН/м + Влажный удельный вес грунта: уа=25кН/м 2 + Сцепление грунта: 70 кН/м + Угол внутреннего трения грунта: ф=500 + Угол дилатации: у=17° + Модуль грунта: Er0 = 63400кН/м2, EUf = 126800кН/м2 + Коэффициент Пуассона: и=0,2 + m=0,5

Геотекстиль + Осевая жесткость: EA=1000 кН/м + Предельная прочность: Rt =70 кН/м + Шаг геотекстиля: ДН=0.2 м

+ Модель: линейная упругая модель

Облицовочный блок 3 + Удельный вес: у =12,5кН/м + Модуль грунта: E = 3* 107кН/м2 + Коэффициент Пуассона: и=0,0

Боковое давление 34 кН/м2; 70 кН/м2; 100 кН/м2;

б) Этапы моделтрования

Рисунок 3. Первый шаг процесса анализа

Рисунок 4. Второй шаг процесса анализа

Рисунок 5. Третий шаг процесса анализа

Рисунок 6. Четвертый шаг процесса анализа

Рисунок 7. Двадцатый шаг процесса анализа

Рисунок 8. 21-ый шаг процесса анализа

в) Результат МКЭ

Общий результат по МКЭ

Таблица 5

Боковое давление а2 Предельное вертикальное давление а^

Первый вариант 34 кН/м2 2734 кН/м2

Второй вариант 70 кН/м2 3040 кН/м2

Третий вариант 100 кН/м2 3290 кН/м2

Приложение 2

Программный комплекс расчета армированных откосов дорожных насыпей с учетом их напряженного состояния

1. Возможности программы

Программа написана на языке Мatlab.

Программный комплекс позволяет:

- рассчитать минимальный коэффициент общей устойчивости откоса по методу круглоцилиндрической поверхности скольжения (КЦПС);

- рассчитать все компоненты напряженного состояния откоса земляного полотна;

- описать характер изменения локальных коэффициентов устойчивости откоса на всех расчетных горизонтах массива откоса;

- построить кривые равных значений напряжений и локальных коэффициентов устойчивости грунта в откосе;

- установить взаимосвязь между коэффициентами общей устойчивости дорожных насыпей и минимальными локальными коэффициентами устойчивости грунта и определить их допустимые величины, обеспечивающих требуемую степень общей устойчивости армируемого откоса;

- определить размеры локальной зоны недостаточной устойчивости в откосе, неустойчивую зону откоса и разметить арматуры в этой зоне.

- произвести размещение армирующих элементов в откосе на основе использования традиционных расчетов и расчетов, проведенных с учетом НДС, используя постоянный или переменный шаг армирования грунта в локальной зоне.

2. Ввод исходных данных.

- Высота откоса Н (м)

- Крутизна откоса а (°)

- Внешняя нагрузка Р0 (кН/м )

- Удельный вес грунта в слое насыпи у (кН/м )

- Угол внутреннего трения грунта в слое насыпи ф (°)

- Сцепление грунта в слое насыпи (кН/м )

- Удельный вес грунта в естественном основании у (кН/м )

- Угол внутреннего трения грунта в естественном основании ф (°)

- Сцепление грунта в естественном основании (кН/м )

- Расчетная прочность геотекстиля (кН/м)

- Шаг учета напряжения по высоте откоса (м)

Рисунок 1. Окно ввода исходных данных

3. Порядок расчета

a. Определение минимального устойчивости откоса по КЦПС.

коэффициента общей

В главном окне программы (рисунок 2) щелкните на кнопку <Учет для без арматуры>, потом кнопку <Определение Куст по методу КЦПС > => возникает новое окно (рисунок 3).

Рисунок 3. Окно результата расчета минимального коэффициента общей

устойчивости откоса по КЦПС

В окне рисунка 3 щелкните на кнопку <Расчет>, на экране появяться результаты решения в виде:

- значение минимального коэффициента общей устойчивости откоса в естественном состоянии

- координаты центра наиболее опасной круглоцилиндрической поверхности скольжения

- радиус наиболее опасной круглоцилиндрической поверхности скольжения R

❖ Иследование характера изменений коэффициента локальной устойчивости откоса Куст с расстоянием от образующей откоса x на горизонтах, расположенных на разной глубине z (постоянной для каждого горизонта).

В главном окне программы (рисунок 2) щелкните на кнопку <Учет для без арматуры>, потом на кнопку <Иследование Куст(НДС) при z=const> => новое окно появляется на рисунке 4. На этом окне щелкните на кнопку <Расчет>. Програма рисует кривые изменений коэффициента локальной устойчивости откоса Куст с расстоянием от образующей откоса х на горизонтах, расположенных на разной глубине z (постоянной для каждого горизонта) z=0,3H; 0,4Н; 0,5Н; 0,6Н; 0,7Н; 0,8Н; 0,9Н; 1Н

Рисунок 4. Окно иследования характера изменений коэффициента локальной устойчивости откоса Куст с расстоянием от образующей откоса х на горизонтах, расположенных на разной глубине z (постоянной для каждого горизонта).

❖ Определение составляющих напряжений и локальных коэффициентов устойчивости откоса насыпи

В главном окне программы (рисунок 2) щелкните на кнопку <Учет для без арматуры>, потом на кнопку <Линии равных значений> => появится новое окно (рисунок 5). На этом окне щелкните на кнопку <Расчет>. Появятся результаты расчета излагаются по выборе, показанному на рисунке 5.

Н Ыпесспй

Расчет Показать Цвет Назат

Линии равных значений вертикальных напряжений Линии равныхзначений горизонтальных напряжений Линии равныхзначений касательных напряжений Линии равных значений Коэ ффициентов устойчивости Поверхность скольжения ► 1

Рисунок 5. Выбор вида результатов расчета

Расчет Показать Цвет Назат

Рисунок 6. Выбор цвета при изображении линий равных значений

Н ипесстй Ег 1 Ш

Расчет Показать Цвет Назат

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

т

Н Ипесоп^ ЩЗ а д§д

Расчет Показать Цвет Нэзат

О 5 10 16 20 25 30 35 40 46 50 55 60

Ш

Рисунок 8. Кривые равных значений вертикальных нормальных напряжений

oz в откосе (вариант без цвета).

П ипесстй ' Ш Щ

Расчет Показать Цвет Нэзат и

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Рисунок 9. Кривые равных значений горизонтальных напряжений ох в откосе

Н ипесстй В Ш Ш

Расчет Показать Цвет Назат

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

т

Рисунок 10. Кривые равных значений горизонтальных напряжений ох в откосе

(вариант без цвета).

И Ьтесопй В 1 и

Расчет Показать Цвет Назат

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

ХМ

Н ипесстй Бг Ш Ш

Расчет Показать Цвет Нэзат ■а1

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

т

Рисунок 12. Кривые равных значений касательных напряжений гх в откосе

(вариант без цвета).

П Шесопй ' Ш И

Расчет Показать Цвет Нэзат и

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Х(М)

И ипесстй Бг' Ш ШЙ

Расчет Показать Цвет Нэзат

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

т

Рисунок 14. Кривые равных значений локальных коэффициентов устойчивости грунта Куст в откосе (вариант без цвета).

^ Условия армирования по традиционным расчетам

В главном окне программы щелкните на кнопку <Размещение арматуры>, потом на кнопку <По трандиционному методу> (рисунке 15) => появится новое окно (рисунок 16). На этом окне щелкните кнопку <Расчет>. На рисунке 16 появятся результаты расчета.

Геосншетпка

Естественное основанне(слой 2)

0 51_ОРЕ_РСШОУ_ТТЕР ; = ! ё! ;

Учет дня без арматуры Размещение арматуры 1. 'а

По традиционному методу ^^И По новому методу (с учетом НДС) >

т- Данные величины

Слои ¡ч

5

Высота откоса Н:=?(м)

Крутизна откоса

60

Угол внутреннего трения

Расчетная прочность геотексти.пя-кН/м 26.7

и.5

шаг учета напряжения=?(^

Насыпной грунт (слон 1)

Рисунок 15. Вкладка <По трандиционному методу> главного окна программы

Рисунок 16. Необходимое количество слоев геотекстиля и длины арматуры при выборе Ктреб = 1,3.

И ТаЫе

Назад

Длина геосинтетики в активной зоне(м) Длина ге о синтетики в пассивной зоне(м) Общая длина геосинтетики(м)

1 0 2.4000 2.4000

2 1.5000 0.6000 2.1000

3 2.6000 1.1000 3.7000

4 3.4000 1.4000 4.3000

5 4.1000 1.7000 5.3000

6 4.7000 2 6.7000

7 5.1000 2.3000 7.4000

8 5.5000 2.3000 3.3000

9 5.7000 3.2000 З.Э000

10 5.Э000 3.7000 Э.6000

11 6.1000 4 10.1000

12 6.2000 4.4000 10.6000

13 6.2000 4.7000 10.9000

14 6.2000 4.9000 11.1000

15 6.2000 5.1000 11.3000

16 6.1000 5.2000 11.3000

17 6 5.3000 11.3000

13 5.3000 5.4000 11.2000

19 5.6000 5.4000 11

Рисунок 17. Таблица длины каждого слоя геосинтетики в активной и

пасивной зоне.

d. Условия армирования локальной зоны с учетом НДС

• Определение взаимосвязи между коэффициентами общей устойчивости дорожных насыпей и минимальными локальными коэффициентами устойчивости грунта

^^^По новому методу (с учетом НДС] ► I

Исследование взаимосвязи коэффициентов устойчивости откоса: Куст(КЦПС) и Куст(НДС) Расположение арматуры

Рисунок 18. Вкладка <Исследование взаимосвязи коэффициентов устойчивости откоса: Куст(КЦПС) и Куст(НДС) > главного окна программы

Н Согге1а1:юп

По Сцеплению По ВЫСОТЕ По наложению Назад И

^ Куст-тт(НДС) „„1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.5 1.7 1.8 1.9 2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

\ | | 1 1 1 1

0.9

1.2

13

Ё 1-5 =Г

Е

| 1.8 V

2.1

2.4

2.7 \ \ \ \ : 1 \ ■ ■

Минимальный локальный коэффициент устойчивости грунта Куст_ггип(НДС).- 1.5 1 что соответствует Куст тт(КЦПС] = 1.3

Рисунок 19. Результат взаимосвязи между коэффициентами общей устойчивости дорожных насыпей и минимальными локальными коэффициентами устойчивости грунта при изменении сцепления грунта

• Определение неустойчивой зоне и размещение арматуры в этой зоне

Исследование взаимосвязи коэффициентов устойчивости откоса: Куст(КЦПС) и Куст(НДС) Расположение арматуры

Рисунок 20. Вкладка <Расположение арматуры > главного окна программы

Изменение минимального локального коэффициет устойчивости на разной глубине

Изменение требуемого шага арматуры на разной глубине

0.5 1 15 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 & Минимальный локальный коэффициент устойчивости

1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 Шаг арматуры(т)

(а)

(б)

(в)

Рисунок 21. Характер изменений: а) минимального локального коэффициента устойчивости; б) требуемого псевдосцепления от армирования грунта и в) требуемого шага арматуры на разной глубине z

Результат из предыдущего расчета

Минимальный локальный коэффициент устойчивости грунта Куст_гпт(НДС):

1.5

что соответствует Куст_тт(КЦПС)= Необходимое псевдосцепление будет равно Са(кН/м2) = 26.35 Минимальный необходимый шаг армирования (м) равен

1.3

0.7

Выбор метода определения неустойчивой зоны

По критерию допустимого относительного отклонения (%): равного = 2.5

По критерию касательной к ниспадающей ветви

Рисунок 22. Выбор метода определения неустойчивой зоне по критерию допустимого относительного отклонения [е].

Рисунок 23. Определение неустойчивой зоне по критерию допустимого относительного отклонения [е].

Выбор шагов армирования по высоте откоса

Метод армирования по высоте

□ Равномерное армирование Неравномерное армирование

Название шага.

Шаг армирования (т)

1

Принятие шага

Сообщение при проверке шага Хорошо!Хватит!

Рисунок 24. Выбор шагов армирования по высоте откоса при выборе метода

равномерного армирования.

Рисунок 25. Результат количества слоев геосинтетики в неустойчивой зоне

Рисунок 26. Размещение арматуры в неустойчивой зоне по критерию допустимого относительного отклонения [е] при выборе метода равномерного армирования.

Рисунок 27. Линии равных значений локальных коэффициентов устойчивости Куст с учетом армирования откоса геосинтетикой по критерию допустимого относительного отклонения [е] при выборе метода равномерного армирования.

Выбор метода определения неустойчивой зоны

По критерию допустимого относительного отклонения (%). равного :

2.5

е- По критерию касательной к ниспадающей ветви

Рисунок 28. Выбор метода определения неустойчивой зоне по критерию

касательной к ниспадающей ветви.

Рисунок 29. Определение неустойчивой зоне по критерию касательной к ниспадающей ветви.

Рисунок 30. Размещение арматуры в неустойчивой зоне по критерию касательной к ниспадающей ветви при выборе метода равномерного армирования.

Рисунок 31. Линии равных значений локальных коэффициентов устойчивости Куст с учетом армирования откоса геосинтетикой по критерию касательной к ниспадающей ветви при выборе варианта равномерного армирования.

|*Выбор шагов армирования по высоте откоса

^ 1—1 .-,.-, I—. -—. I I I л 1—■ III.—. Г

Метощ армирована по высоте

Равномерное армирование о Неравномерное армирование

Название шага......... 1

Шаг армирования (т)

0.7

Принятие шага

Сообщение при проверке шага

Хорошо! Не хватит

Рисунок 32. Выбор шагов армирования по высоте откоса при выборе варианта неравномерного армирования.

оч—I—I—I—|—I—I—I—I-

ь -1-4--4-4--4-4--4-4--4

-2------!----!-----!----1-----1----1----и----г

-3—

„4-----•—;—•—;—•----;—.]—¡.

-5—

_6 ------1----I-----1----I-----1----1----п----Г

.-.. -7-----

м -8--

9_

-10-----

-11-Г^ -12 -13 -14 -15

0 0.5 1 1 5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Шаг арматуры(м)

Рисунок 33. Результат количества слоев геосинтетики в неустойчивой зоне при выборе варианта неравномерного армирования.

Рисунок 34. Размещение арматуры в неустойчивой зоне по критерию допустимого относительного отклонения [е] при выборе варианта неравномерного армирования.

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Х(м}

Рисунок 35. Линии равных значений локальных коэффициентов устойчивости Куст с учетом армирования откоса геосинтетикой по критерию допустимого относительного отклонения [е] при выборе варианта неравномерного армирования.