Влияние устройства стены в грунте на изменение напряженно-деформированного состояния окружающего массива грунта тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Минаков Денис Константинович

• Минаков Денис Константинович
• кандидат наук
• 2022

Оглавление диссертации кандидат наук Минаков Денис Константинович

ВВЕДЕНИЕ

1. Анализ современного состояния вопроса

1.1. Обзор и анализ нормативной литературы

1.1.1. Отечественная нормативная литература

1.1.2. Зарубежная нормативная литература

1.2. Мониторинг деформаций окружающего массива грунта в результате устройства стены в грунте

1.2.1. Горизонтальные деформации

1.2.2. Вертикальные деформации

1.3. Анализ существующих методик по расчету влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

1.3.1. Аналитические методики

1.3.2. Численные методики

1.4. Практическое использование оценки влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

1. 5. Выводы по разделу

2. Анализ результатов мониторинга деформаций грунтового массива от устройства стены в грунте

2.1. Горизонтальные деформации

2.2. Технологические осадки

2.2.1. База данных по технологическим осадкам и обзор факторов влияния

2.2.2. Влияние инженерно-геологических условий и расстояния от стены в грунте

2.2.3. Влияние толщины стены в грунте

2.2.4. Влияние глубины стены в грунте

2.2.5. Регрессионный анализ

2.2.6. Влияние нагрузок по подошве фундаментов

2.2.7. Выводы по разделу

3. Разработка методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

3.1. Анализ опытных данных по давлению свежего бетона

3.1.1. Давление свежего бетона на стенки опалубки

3.1.2. Давление свежего бетона на стенки траншеи при устройстве стены в грунте

3.1.3. Давление свежего бетона при устройстве буронабивных свай на опытной площадке Загорской ГАЭС

3.2. Методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

3.2.1. Остаточное горизонтальное давление бетона в результате устройства захватки стены в грунте

3.2.2. Максимальное горизонтальное давление свежего бетона в процессе бетонирования захватки стены в грунте

3.2.3. Методика численного моделирования

3.3. Выводы по разделу

4. Исследование влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций при помощи разработанной методики численного моделирования

4.1. Основные теоретические предпосылки численных расчетов

4.2. Численные расчеты

4.3. Анализ результатов численных расчетов

4.4. Выводы по разделу

Заключение

Список литературы

Приложение 1. База данных по технологическим осадкам

Приложение 2. Код программы для квантильного регрессионного анализа

Приложение 3. Результаты численных расчетов по исследованию влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций

Приложение 4. Справка о внедрении результатов диссертационного исследования

Приложение 5. Список работ, опубликованных автором по теме диссертации

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования

Дефицит свободных площадей в центре крупных городов способствует увеличению объемов подземного строительства. Данное строительство, как правило, ведется в условиях плотной существующей застройки, сохранность которой должна быть обеспечена. Данная застройка часто характеризуется наличием исторических зданий с предельно допустимыми дополнительными осадкам, исчисляемыми всего лишь несколькими миллиметрами. Одним из способов уменьшения дополнительных осадок существующей застройки при подземном строительстве является использование в качестве ограждающей конструкции котлована стены в грунте траншейного типа, обладающей значительной изгибной жесткостью. Вследствие этого стена в грунте получает все более широкое распространение в практике подземного строительства.

Устройство стены в грунте влияет на изменение напряженно-деформированного состояния (НДС) окружающего массива грунта. С практической точки зрения данное изменение НДС имеет значение, так как оно приводит к технологическим осадкам существующей застройки и кроме того оказывает влияние на деформации вновь возводимых конструкций и на усилия, действующие в них на стадии откопки котлована и после завершения строительства (под вновь возводимыми конструкциями здесь понимается сама стена в грунте, распорные конструкции котлована и фундаменты, устраиваемые в непосредственной близости от стены в грунте).

В связи с этим тему исследований следует признать актуальной.

Степень разработанности темы исследования

Исследованию вопросов, связанных с влиянием устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, посвящены отечественные работы: Бокова И.А., Васенина В.А., Веселова А.А., Дзагова А.М., Ермошкина П.М., Знаменского В.В., Иванова В.Д., Ильичева В.А., Колыбина И.В., Коннова А.В., Конюхова Д.С., Конюшкова В.В., Мамонова

B.М., Мангушева Р.А., Мозгачевой О.А., Морозова Е.Б., Никифоровой Н.С., Петрухина В.П., Разводовского Д.Е, Сапина Д.А, Свиридова А.И., Чепурновой А.А., Шашкина А.Г., Шулятьева О.А., и др., а также зарубежные работы Abdel-Rahman A.H., Burland J.B., Burlón S., Carder D.R., Clayton C.R.I., Clough G.W., Comodromos E.M., Conti R., Delattre L., DiBiagio E., Duca V., El-Sayed S.M., Fernie R., Fourie A.B., Gaba A.R., Gourvenec S.M., Gunn M.J., Josseaume H., Karlsrud K., Konstantakos D.C., Kutmen G., Lächler A., L'Amante D., Lei. G.H., Lings M.L., Liu W., Loreck

C., Nash D.F.T., Ng C.W.W., Ou C.Y., Poh T.Y., Potts D.M., Powrie W., Rodatz W., O'Rourke T.D.,

de Sanctis L., Schäfer R., Sun J., Symons I.F., Thorley C.B.B., Triantafyllidis T., Uriel S., Vermeer P.A., Viggiani G.M.B., Wit de J.C.W.M и др.

В настоящее время главным методом оценки изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте является численное моделирование. При этом существующие методики численного моделирования обладают двумя основными недостатками.

Первый недостаток данных методик состоит в том, что они не учитывают существенное уменьшение давления свежего бетона на стенки траншеи с течением времени, игнорируя результаты многочисленных испытаний, полученных на опытных захватках стены в грунте. Исключение составляет методика C.M. Loreck [107], не получившая широкого распространения и обладающая рядом значительных недостатков (чрезвычайная трудоемкость; расчетные предпосылки, противоречащие опытным данным и др.). Падение горизонтального давления свежего бетона относительно максимальных значений, достигнутых в процессе бетонирования, способно значительным образом повлиять на изменение НДС окружающего массива грунта и на историю его нагружения.

Второй недостаток существующих методик заключается в том, что они не учитывают влияние скорости бетонирования на величину максимального горизонтального давления свежего бетона, достигнутого в процессе бетонирования захватки стены в грунте. Накопленный значительный опыт по бетонированию монолитных конструкций в опалубке, закрепленный в отечественных и зарубежных нормативных документах [43, 60, 75, 81], говорит о том, что без учета скорости бетонирования не возможно с приемлемой точностью определить максимальное горизонтальное давление свежего бетона.

В связи с этим важной задачей является разработка методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, учитывающей такие факторы, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени.

Одним из проявлений изменения НДС грунтового массива при устройстве стены в грунте, имеющим большое практическое значение, являются технологические осадки. Оценка данных осадок только на основе численного моделирования затруднена вследствие того, что их величина зависит, в том числе от технологических факторов, не учитываемых при моделировании (случайные колебания плотности бентонитового раствора и его уровня в траншеи, вибрации при работе тяжелой строительной техники и др.). В связи с этим большое значение имеет развитие эмпирических методов оценки технологических осадок. К настоящему времени данные методы развиты недостаточно, вследствие того, что в существующих научных

работах, как правило, рассматриваются только отдельные объекты или небольшое количество объектов в идентичных инженерно-геологических условиях.

Цель и основные задачи исследования

Целью исследования является совершенствование методов оценки изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте траншейного типа.

Задачи исследования, которые необходимо решить для выполнения поставленной цели:

- проанализировать имеющиеся результаты мониторинга деформаций окружающего массива грунта от устройства стены в грунте;

- выявить основные закономерности горизонтальных деформаций грунтового массива при устройстве стены в грунте по данным инклинометрического мониторинга;

- получить эмпирические зависимости для оценки технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях;

- разработать методику численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, учитывающую такие факторы, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени;

- исследовать влияние изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций при помощи разработанной методики численного моделирования.

Объект исследования

Объектом исследования являются основания зданий и сооружений в зоне влияния устройства стены в грунте траншейного типа, устраиваемой под защитой глинистого раствора.

Предмет исследования

Предметом исследования является напряженно-деформированное состояние массива грунта в зоне влияния устройства стены в грунте траншейного типа, устраиваемой под защитой глинистого раствора.

Научная новизна работы

- получены эмпирические зависимости, позволяющие оценить максимальные технологические осадки от устройства стены в грунте (без учета аварийных случаев) в различных инженерно-геологических условиях;

- разработана методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, позволяющая, в отличие от применимых на практике существующих методик, учитывать такие факторы, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени.

Теоретическая значимость работы

- определена эмпирическая зависимость для расчета критической глубины бетонирования (глубины до которой давление свежего бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте условно можно принять гидростатическим);

- выдвинута и обоснована гипотеза, объясняющая результаты мониторинга остаточного давления свежего бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте;

- предложена зависимость для определения остаточного горизонтального давления бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте;

- выявлено влияние изменения НДС окружающего массива грунта в результате устройства стены в грунте на расчет фундаментной плиты по второй группе предельных состояний.

Практическая значимость работы

Практическая значимость работы заключается в следующем:

- получен способ расчета вновь возводимых конструкций (стены в грунте, фундаментов, устраиваемых в непосредственной близости от нее, и распорных конструкций котлована), учитывающий изменения НДС окружающего массива грунта в результате устройства стены в грунте;

- получен эмпирический метод оценки максимальных технологических осадок от устройства стены в грунте (без учета аварийных случаев) в различных инженер но-геологических условиях.

Методология и методы исследований

В диссертационной работе использованы следующие методы исследования:

- корреляционно-регрессионный анализ эмпирических данных по давлению свежего бетона и технологическим осадкам с использованием программы Microsoft Excel;

- регрессионный анализ эмпирических данных по технологическим осадкам с использованием математических библиотек языка программирования Python 3: Statsmodels и NumPy;

- сопоставительный анализ имеющихся данных по горизонтальному давлению свежего бетона при бетонировании различных конструкций (захватки стены в грунте, буронабивные сваи, монолитные конструкции, бетонируемые в опалубке);

- методы теории предельного равновесия (в части определения активного давления грунта);

- методы теории консолидации (принцип эффективных напряжений К. Терцаги);

- численное моделирование в сертифицированной геотехническом программном комплексе PLAXIS 3D изменения НДС грунтового массива в результате устройства стены в грунте и откопки глубокого котлована.

Личный вклад автора

Личный вклад автора состоит в следующем:

- постановке цели и задач исследования;

- анализе имеющиеся результатов мониторинга деформаций окружающего массива грунта от устройства стены в грунте;

- выявлении основных закономерностей горизонтальных деформаций грунтового массива при устройстве стены в грунте по данным инклинометрического мониторинга;

- получении эмпирических зависимостей для оценки технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях;

- разработке методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, учитывающей такие факторы, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени;

- исследовании влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций при помощи разработанной методики численного моделирования;

- подготовке и написании публикаций по выполненной работе.

Положения, выносимые на защиту:

- эмпирические зависимости для определения технологических осадок от устройства стены в грунте в различных инженерно-геологических условиях;

- эмпирическая зависимость для определения критической глубины бетонирования;

- методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, позволяющая учитывать такие факторы, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени.

Степень достоверности результатов исследования

Достоверность результатов исследований обеспечена:

- применением апробированных статистических методов при анализе опытных данных по давлению свежего бетона и технологическим осадкам;

- использованием классических методов расчета из механики грунтов;

- хорошей сходимостью результатов расчетно-теоретических исследований с опубликованными данными натурных наблюдений отечественных и зарубежных авторов;

- использованием сертифицированного геотехнического программного комплекса при выполнении численных расчетов.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Влияние устройства стены в грунте на изменение напряженно-деформированного состояния окружающего массива грунта»

Апробация работы

Основные результаты исследований докладывались и обсуждались на всероссийской конференции с международным участием "Фундаменты глубокого заложения и геотехнические проблемы территорий (Пермь, 2017 г.) и международной конференции "Подземная урбанистика: архитектура и геотехника" (Санкт-Петербург, 2018 г.).

Внедрение результатов

Результаты работы использованы при проектировании защитных мероприятий в виде геотехнического барьера на объекте "Административное здание с парковочными машино-местами и надземным переходом в здание Совета Федерации Федерального собрания РФ" (г. Москва, ул. Петровка, д.17, строение 19). В результате внедрения были оптимизированы проектные решения по защитным мероприятиям и обеспечена безопасность существующей застройки при устройстве стены в грунте траншейного типа и последующей откопке глубокого котлована под ее защитой.

Публикации

Основные результаты диссертационной работы представлены в 5 научных статьях, опубликованных в изданиях, входящих в перечень ВАК. Общий объем данных публикаций составляет 6,6 печатных листов, из них лично автором выполнено 5,9 печатных листа.

Структура и объем диссертации

Диссертационная работа состоит из введения, 4 разделов, заключения, списка литературы, включающего 148 наименований, в том числе 91 на иностранном языке (на английском - 78, на немецком - 12, на французском - 1), и 5 приложений. Полный объем диссертации - 217 страниц. Основной текст диссертации (без приложений) изложен на 193 страницах. Диссертация содержит 92 рисунка и 50 таблиц.

1. Анализ современного состояния вопроса

1.1. Обзор и анализ нормативной литературы 1.1.1. Отечественная нормативная литература

В ходе выполненного обзора отечественной нормативной литературы было выявлено 8 документов, затрагивающих тему диссертационного исследования:

- СП 22.13330.2016 "СНиП 2.02.01-83* Основания зданий и сооружений" [37];

- СП 248.1325800.2017 "Сооружения подземные. Правила проектирования" [38];

- СП 381.1325800.2018 "Сооружения подпорные. Правила проектирования" [40];

- СП 361.1325800.2017 "Здания и сооружения. Защитные мероприятия в зоне влияния строительства подземных объектов" [39];

- СП 45.13330.2017 "Сооружения подпорные. Правила проектирования" [41];

- СТО 36554501-017-2009 "Проектирование и устройство монолитной конструкции, возводимой способом "стена в грунте" [44];

- Рекомендации по проектированию и строительству щелевых фундаментов, 1982 г. (НИИОСП им. Н.М. Герсеванова) [32];

- Руководство по проектированию стен сооружений и противофильтрационных завес, устраиваемых способом "стена в грунте", 1977 г. (НИИОСП им. Н.М. Герсеванова) [33].

В СП 22.13330.2016 даны указания на необходимость учета дополнительных технологических осадок фундаментов сооружений окружающей застройки от устройства стены в грунте траншейного типа. Согласно данному документу, "величину дополнительной технологической осадки в процессе устройства «стены в грунте» для окружающей застройки (при расстоянии от котлована до сооружений окружающей застройки менее 5 м) следует определять по расчету методом численного моделирования, учитывающим следующие параметры: расстояние между фундаментом здания и «стеной в грунте», длину захватки «стены в грунте», давление по подошве фундамента и плотность бентонитового раствора. Величину технологической осадки также допускается определять методом аналогий, на основании результатов геотехнического мониторинга, выполненного на аналогичных площадках со схожими грунтовыми условиями".

В СП 248.1325800.2016 дана таблица с рекомендуемыми значениями технологических осадок от устройства ограждений котлована различного типа, включая стену в грунте. Значения технологических осадок представлены в данной таблице в виде процентного отношения от прогнозируемых значений осадок в результате откопки котлована. Технологические осадки зависят

от типа грунта (песчаный или глинистый) и способа экскавации грунта (открытый или закрытый). Осадки варьируются для ограждения котлована типа стена в грунте в пределах от 0 до 15 процентов в зависимости от способа откопки котлована (открытый, закрытый) и типа грунта (песчанистый, глинистый). Наибольшие значения осадок соответствуют открытому способу. Область применения данной таблицы ограничена наиболее распространенными условиями (отсутствие каких либо дополнительных негативных факторов).

В СП 381.1325800.2018 дана таблица с рекомендуемыми значениями технологических осадок аналогичная таблице, представленной в СП 248.1325800.2016.

Согласно СП 361.1325800.2017, оценка дополнительных осадок, вызванных технологическими воздействиями на грунтовый массив в процессе производства работ по устройству геотехнических конструкций, "может быть проведена на основании анализа опубликованных источников, сопоставимого опыта работ на объектах-аналогах либо путем проведения натурных испытаний на опытной площадке". Технологические воздействия от устройства стена в грунте следует учитывать "в случае расположения зданий и сооружений окружающей застройки на расстоянии менее 5 м в мало- и среднесжимаемых грунтах, на расстоянии менее 25 м в сильносжимаемых водонасыщенных глинистых (тиксотропных) и песчаных заиленных (плывунных) грунтах.". Для определения дополнительных технологических осадок фундаментов зданий и сооружений окружающей застройки в процессе устройства стены в грунте допускается использовать численное моделирование, учитывающее следующие параметры:

- расстояние между фундаментом здания и «стеной в грунте»;

- длина захватки «стены в грунте»;

- давление по подошве фундамента;

- плотность бентонитового раствора.

Для минимизации технологического воздействия устройства стены в грунте на окружающую застройку, согласно СП 361.1325800.2017, должны быть рассмотрены следующие мероприятия:

- уменьшение длины захватки;

- увеличение плотности бентонитового раствора;

- устройство геотехнического барьера по методу компенсационного нагнетания.

Согласно СП 45.13330.2017, "при работе в неустойчивых грунтах с высоким уровнем

подземных вод следует ограничивать величину захваток «стены в грунте» от 1,8 до 2,5 м. Количество одновременно разрабатываемых захваток при строительстве вблизи существующих объектов следует уменьшать до одной. При отсутствии влияния устройства захватки на существующие здания допускается увеличивать длину захватки по результатам опытных работ".

Для обеспечения устойчивости стенок траншеи захватки стены в грунте, согласно СП 45.13330.2017, должно соблюдаться следующее условие:

Рр>=Рг+Рв, (1.1)

где рр - давление глинистого раствора;

рг - горизонтальное давление грунта (с учетом нагрузки на поверхности грунта);

рв - давление подземной воды.

В случае не выполнения данного условия СП 45.13330.2017 рекомендует повысить плотность раствора и/или его превышение над уровнем подземных вод.

Согласно пункту 3.15 СТО 36554501 [44], "при назначении расчетных параметров ограждающей конструкции «стена в грунте» следует выполнять оценку влияния ее устройства и экскавации грунта из котлована на окружающую застройку, включая подземные водонесущие коммуникации".

В "Рекомендациях по проектированию и строительству щелевых фундаментов" [32] и "Руководстве по проектированию стен сооружений и противофильтрационных завес, устраиваемых способом стена в грунте" [33], разработанных НИИОСП им. Н.М. Герсеванова, даны указания по обеспечению устойчивости стенок траншеи захватки стены в грунте. Согласно данным указаниям, гидростатическое давление глинистого раствора по всей глубине захватки должно превосходить сумму активного давления грунта и порового давления воды.

На основании выполненного обзора, можно сделать вывод о том, что в российских нормативных документах затрагиваются вопросы, главным образом связанные с устойчивостью стенок траншеи, заполненных тиксотропным раствором, и технологическими осадками, вызванными устройством стены в грунте.

1.1.2. Зарубежная нормативная литература

В ходе выполненного обзора зарубежной нормативной литературы были выявлены следующие документы, затрагивающие тему диссертационного исследования:

- DIN 4126 1986-08 "Монолитная стена в грунте. Устройство и конструирование" [82];

- Руководство британской ассоциации CIRIA по проектированию подпорных стенок, заделанных в основание [87];

- Рекомендации по численным расчетам немецкого геотехнического сообщества" [83];

В немецких нормах DIN 4126 [82] содержатся указания по оценке устойчивости захватки

стены в грунте, заполненной глинистым раствором. Согласно данным нормам, коэффициент

устойчивости для захватки стены в грунте рассчитывается или по формуле (1.2) или по формуле (1.3).

пк =

S-W

(1.2)

где S - удерживающая сила; W - сила давления воды; Е - сила давления грунта.

пт =

tan cal ф

(1.3)

ф tan erf ф'

где са1ф - расчетный угол трения;

erfip - угол внутреннего трения, при котором обеспечена устойчивость стенок траншеи. Требуемые коэффициенты устойчивости определяются по таблице 1.1 в зависимости от наличия нагрузки в критической области (рисунок 1.1).

Рисунок 1.1 - Критическая область вокруг захватки стены в грунте (слева при прямоугольной границе захватки, справа - при круглой)

Таблица 1.1 - Требуемые коэффициенты надежности, согласно DIN 4126: 1986-08 [82]

Нагрузки в критической области (см. рисунок 1.1) Пк, ПФ

Имеются 1,3

Отсутствуют 1,1

В рекомендациях немецкого геотехнического общества (German Geotechnical Society) [83] содержатся краткие указания по расчету численным методом технологических осадок от устройства стены в грунте. Данный метод проиллюстрирован на рисунке 1.2. Суть метода состоит в следующем. Стена в грунте моделируется объемными элементами по захваткам. Свойства,

назначаемые объемным элементам в пределах захватки, меняются в зависимости от моделируемого этапа устройства стены в грунте: откопка траншеи, бетонирование захватки, твердение бетона. Следует отметить, что в рекомендациях нет указаний о том, какие конкретно свойства необходимо назначать объемным элементам, что существенно затрудняет практическое использование предлагаемого метода.

Начальное НДС, глш раствор, укладка бетона, твердеше бетона - этапы расчета

Поэтапная откопш котлована

Перемещения окру^ жающего фунта Об

©

Ш

- - ■ Ш

; у^Й ;.......■

!; " "Г = I

\ V' .

I ■ I- I 1Г-1 !■»':

00

Распорка А г^^щ

; юр

I |

I I 1

Рисунок 1.2 - Этапы моделирования устройства стены в грунте и откопки котлована, согласно рекомендациям по численным расчетам немецкого геотехнического сообщества [83]

Из всех рассмотренных как зарубежных, так и отечественных нормативных документов вопросы, связанные с изменением НДС грунтового массива в результате устройства стены в грунте, наиболее подробно освещены в руководстве британской ассоциации CIRIA по проектированию подпорных стенок версии 2017 года [87]. Ссылка на старую версию данного руководства 2003 года представлена в национальном приложении к Еврокоду 7 [84] в списке источников под названием "непротиворечащая дополнительная информации" (Non-Contradictory Complementary Information - NCCI). Краткий шифр руководства версии 2003 года [88], согласно британскому приложению к Еврокоду-7: NCCI (NA+A1:2014 to BS EN 1997-1:2004+A1:2013).

Изменение эффективных вертикальных и горизонтальных напряжений в различных точках грунтового массива в процессе устройства стены в грунте и откопки котлована в переуплотненных глинах, согласно руководству CIRIA, представлено на рисунке 1.3. Геологическая история формирования переуплотненных глин включает в себя этап формирования отложений, сменяемый этапом разгрузки, в результате чего образуется переуплотненный грунт с o'h>o'v (участок 0'-0 на рисунке 1.3). При откопке захватки стены в грунте под защитой глинистого раствора происходит уменьшение полного горизонтального давления. При бетонировании захватки полное горизонтальное давление напротив увеличивается. Полевые измерения [139] и модельные испытания в центрифуге [124] показали, что поровое давление падает при откопке захватки стены в грунте, а при ее бетонировании восстанавливается примерно до уровня начальных природных значений.

О'-О: Размыв вышележащих слоев фунта (переуплотнение) 0-1: Откопка стены в фунте под защитой глинистого раствора 1 -2: Бетонирование стены в грунте

2-3: Откопка котлована

3-4: Долговременные условия фильтрации подземных вед Котлован _

1 1 1 1 1 1 | ) ! ^ ■//////у

1 /У^/УУЛ 1 1 1 1 в* •А

Рисунок 1.3 - Изменение эффективных вертикальных и горизонтальных напряжений в различных точках грунтового массива (А, В, С и D) в процессе устройства стены в грунте и откопки котлована в переуплотненных глинах, согласно руководству СГО1А [87]

В руководстве СГО1А даны следующие рекомендации по учету влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта:

- при анализе, начинающемся с уже готовой стеной в грунте, рекомендуется принимать поровое давление воды без изменений таким, каким оно было до устройства ограждающей конструкции. Это связано с тем, что практически все опубликованные данные, полученные с использованием полевых испытаний, испытаний в центрифуге, численных трехмерных расчетов, показывают, что поровое давление воды сперва падает и потом снова возвращается к начальным значениям в процессе устройства стены в грунте. Таким образом, итоговое изменение порового давления в процессе устройства стены в грунте равняется нулю;

- в случае если применяется модель грунта неспособная учесть влияние истории недавнего нагружения на жесткость грунта, рекомендуется для сильно переуплотненных отложений, имеющих коэффициент бокового давления грунта больше единицы, принимать в расчетах перед откопкой котлована данный коэффициент равным единице. Данный подход, вероятно, приводит в расчетах к преувеличению по сравнению с реальностью эффекта уменьшения горизонтальных напряжений вследствие устройства стены в грунте. Однако это компенсируется не учетом увеличенной жесткости грунта за стенкой котлована, которая способствует более быстрому уменьшению горизонтальных напряжений по мере перемещения стены в грунте по сравнению с простой гомогенной моделью грунта. В случае если начальный К0<1, коэффициент бокового давления грунта перед откопкой котлована следует принимать без изменений равным К0 (то есть устройство стены в грунте не оказывает влияние на НДС окружающего массива грунта);

- в случае если применяется модель грунта способная учесть влияние истории недавнего нагружения на жесткость грунта, рекомендуется для сильно переуплотненных отложений уменьшать значение коэффициента бокового давления грунта на 10-20 процентов или моделировать устройство стены в грунте. Если выполняется условие 0,5<Ко<1, коэффициент бокового давления грунта перед откопкой котлована может быть принят таким же, как К0. Если выполняется условие Ко<0,5, значение коэффициента бокового давления грунта перед откопкой котлована следует принимать равным 0,5, что связано с процессом устройства стены в грунте.

Практическое значение учета изменения НДС окружающего массива грунта в результате устройства стены в грунте заключается, согласно руководства СГО1А, во влиянии данного изменения при откопке котлована на:

1) моменты, действующие в стене в грунте;

2) деформации стены в грунте;

3) усилия, действующие в распорках.

В руководстве СГО1А также представлены в графическом виде данные по горизонтальным и вертикальным перемещения грунтового массива в уровне поверхности земли, вызванные устройством стены в грунте в твердых глинах на ряде объектов в Лондоне и его окрестностях. Указанная информация по вертикальным перемещениям была использована в настоящем

диссертационном исследовании при анализе данных мониторинга по технологическим осадкам (подраздел 2.2).

На основании выполненного обзора, можно сделать вывод о том, что в зарубежных нормативных документах, так же как и в российских, затрагиваются вопросы, связанные с устойчивостью стенок траншеи, заполненных тиксотропным раствором, и технологическими осадками, вызванными устройством стены в грунте. Кроме того в руководстве британской CIRIA [87] представлены рекомендации по учету влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта.

1.2. Мониторинг деформаций окружающего массива грунта в результате устройства

стены в грунте

1.2.1. Горизонтальные деформации

Горизонтальные перемещения грунтового массива в результате устройства стены в грунте фиксируются при помощи инклинометров. К настоящему времени опубликовано существенное количество работ, содержащих результаты инклинометрического мониторинга при устройстве стены в грунте в различных инженерно-геологических условиях. Большая часть указанных работ представлена зарубежными авторами.

Данные по инклинометрическому мониторингу при устройстве стены в грунте в инженерно-геологических условиях Амстердама и Роттердама, характеризующихся высоким уровнем подземных вод и наличием в верхней части разреза прослоек слабых водонасыщенных грунтов, включая торф, представлены в работах A. Lächler и J.C.W.M. de Wit с соавторами [101, 102, 145, 146].

Большое количество данных по горизонтальным перемещениям грунтового массива от устройства стены в грунте в слабых водонасыщенных грунтах представлено в работах T.Y. Poh с соавторами [121, 122] для Сингапура, в работе C.W.W. Ng с соавторами [109] для Гонконга, в работе W. Liu с соавторами [105] для Сучжоу (Китай) и в работе J. Sun с соавторами [138] для Нинбо (Китай).

Результаты инклинометрического мониторинга при устройстве стены в грунте в песчаных грунтах Неаполя представлены в работе D. L'Amante с соавторами [100], в смешанных песчано-глинистых грунтах Тайбэя - в работе C.Y. Ou и L.L. Yang [114].

Дополнительная информация о результатах указанных зарубежных работ представлена в подразделе 2.1.

Отечественные источники представлены работой О.А. Шулятьева и И.А. Бокова [55], а также работами А.Г. Шашкина с соавторами [48, 49].

В работе О.А. Шулятьева и И.А. Бокова содержатся результаты инклинометрических измерений при устройстве в Санкт-Петербурге (Охтинский мыс) опытных барретт длиной 65 метров и поперечным сечением 1,5x2,8 м. Технология устройства опытных барретт аналогична технологии устройства захватки стены в грунте траншейного типа под защитой глинистого раствора. Инженерно-геологическое строение на данном объекте представлено (сверху вниз) слабыми водонасыщенными грунтами (до глубины 30-35 м), слоем моренных отложений небольшой толщины и вендскими глинами (с глубины 45 м). Согласно данной работе, максимальное горизонтальное перемещение инклинометра, расположенного на расстоянии 1,5 м от барретты составляет 29 мм.

В работах А.Г. Шашкина c соавторами [48, 49] содержатся результаты инклинометрических измерений при устройстве опытного участка стены в грунте толщиной 800 мм, усиленной двумя контрфорсами длиной 2,5 м. Эффективность усиления стены в грунте контрфорсами для уменьшения дополнительных осадок окружающей застройки от откопки котлована показана в работах Р.А. Мангушева и Д.А. Сапина [15, 17]. Опытный участок располагался в Санкт-Петербурге на Зоологическом переулке. Инженерно-геологические условия на данном участке характеризовались присутствием значительной толщи слабых структурно-неустойчивых глинистых грунтов и наличием валунов в отложениях морены. Согласно рассматриваемым работам, максимальное горизонтальное перемещение инклинометра, расположенного на расстоянии около 1,0 м от стены в грунте, составляет 10 мм.

На основании выполненного обзора можно сделать вывод о том, что на настоящий момент отсутствуют работы, посвященные обобщению и анализу значительного накопленного эмпирического материала по горизонтальным перемещениям грунтового массива в результате устройства стены в грунте. В существующих работах рассматриваются отдельно взятые объекты в конкретных условиях (инженерно-геологических, конструктивных, технологических и др.). Вследствие этого остаются не выявленными основные закономерности горизонтальных деформаций грунтового массива при устройстве стены в грунте.

1.2.2. Вертикальные деформации

Мониторинг вертикальных деформаций или по-другому (в соответствии с устоявшейся в отечественной геотехнической практике терминологией) технологических осадок грунтового массива в результате устройства стены в грунте является предметом интереса относительно большого количества работ.

Самой ранней выявленной научной работой, в которой представлены результаты мониторинга технологических осадок от устройства стены в грунте, является работа 1977 г. J.B. Burland и R.J.R. Hancok [68] (впервые полномасштабная стена в грунте была выполнена в Италии в 1950 г. при строительстве дамбы [126]). В данной работе освещены геотехнические аспекты строительства подземной парковки рядом с Палатой общин Великобритании в Лондоне. Особенностью инженерно-геологических условий Лондона и его окрестностей является наличие сильно переуплотненных лондонских глин. Помимо указанной работы J.B. Burland и R.J.R. Hancock [68] существует значительная группа работ, содержащих данные по мониторингу технологических осадок от устройства стены в грунте, в аналогичных инженерно-геологических условиях на строительных площадках Лондона и его окрестностей. Это работы D.R. Carder с соавторами [70-73], представляющие собой доклады английской исследовательской лаборатории транспорта (Transport Research Laboratory: TRL), а также работы J.B. Burland, R. Fernie, B. Simpson, D.M. Potts и H.D.St. John [67, 85]. Обобщающая база данных мониторинга технологических осадок от устройства стены в грунте в лондонских переуплотненных глинах представлена в работах A. Gaba с соавторами [87, 88].

Самой ранней выявленной отечественной работой, содержащей результаты мониторинга за технологическими осадками от устройства стены в грунте, является работа 2002 года В.П. Петрухина, О.А. Шулятьева и О.А. Мозгачевой [119]. В данной работе рассматриваются технологические осадки существующей застройки (от устройства стены в грунте и грунтовых анкеров) при строительстве в Москве Турецкого торгового центра. Инженерно-геологические условия характеризуются в данной работе наличием в разрезе различных дисперсных грунтов (от песков до глин) и отсутствием выраженных слабых грунтов, за исключением самой верхней части разреза, где встречаются насыпные и техногенные грунты. Технологические осадки от устройства стены в грунте в аналогичных инженерно-геологических условиях города Москвы (объекты: ЦВЗ "Манеж", Российский фонд федерального имущества, многофункциональный комплекс и культурно-деловой центр и др.) представлены также в работах 2003-2016 годов В.П. Петрухина, О.А. Шулятьева, О.А. Мозгачевой, Д.Е. Разводовского, А.А. Чепурновой, Д.С. Конюхова и А.И. Свиридова [11, 21, 28, 29, 30, 117, 118, 120].

Большое количество данных по мониторингу технологических осадок от устройства стены в грунте в слабых глинистых грунтах представлено в работах T.Y. Poh с соавторами [121, 122] для Сингапура, в работе W. Liu с соавторами [105] для Сучжоу (Китай) и в работах Р.А. Мангушева, Н.С. Никифоровой , Д.А. Сапина и А.Г. Шашкина с соавторами [16, 34, 49] для Санкт-Петербурга.

Результаты мониторинга технологических осадок от устройства стены в грунте в глинах Осло представлены в работах K. Karlsrud, L. Andersen, G.W. Clough и T.D. O'Rourke [76, 95], в

песчаных грунтах Каира - в работах А.Н. Abdel-Rahman и S.M. El-Sayed [58, 59] и в бостонских голубых глинах - в работах D.C. Konstantakos, G.W. Qough и T.D. O'Rourke [76, 98].

Дополнительная информация о результатах указанных работ представлена в пункте

2.2.1.

На основании выполненного обзора можно сделать вывод о значительном объеме накопленного на текущий момент эмпирического материала по технологическим осадкам от устройства стены в грунте. В связи с этим представляет интерес обобщение и анализ данного материала с целью получения эмпирических зависимостей и оценки влияния тех или иных факторов на величину технологической осадки. При этом в существующих работах рассматриваются лишь отдельные объекты в конкретных инженерно-геологических условиях или небольшое количество объектов в идентичных инженерно-геологических условиях. Отчасти исключение составляет работа G.W. Clough и ТЛ. О^оигке [76]. В ней представлены в графическом виде - на рисунке (рисунок 1.4) данные по пяти объектам в различных инженерно-геологических условиях, а также огибающая максимальных технологических осадок. Относительно огибающей следует отметить, что в рассматриваемой работе не представлено каких либо формул для ее математического описания или пояснений, каким образом она была получена. Из этого можно предположить, что она проведена на рисунке "вручную на глаз". Анализ эмпирических данных в рассматриваемой работе ограничивается простой констатацией величин технологических осадок. Кроме того в исследовании рассматривается лишь небольшая часть имеющегося на настоящий момент времени эмпирического материала. В целом исследование G.W. Clough и ТЛ. О^оигке посвящено вопросу деформаций грунтового массива при устройстве котлованов в различных инженерно-геологических условиях под защитой ограждающих конструкций различных типов, технологические осадки занимают в нем лишь небольшую часть. С учетом сказанного задача по обобщению и анализу эмпирических данных по технологическим осадкам остается на настоящий момент времени актуальной.

<Я ¡ai,

Э1

'■J О

К

а m о о г s

Lh

О

с; о s X о Е-

о н £

Он

«

У H

о Ö к s ю >.

u

0,5

Расстояние от котлована Глубина стены в грунте 1,0 1,5

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Минаков Денис Константинович, 2022 год

it -

и,и ( ) 2 Глубш 0 4 та стены в грз 0 б .тнте, м

Рисунок 2.10 - Зависимость технологической осадки от глубины стены в грунте (представлены объекты со вторым типом инженерно-геологических условий - ИГУ-2)

Рисунок 2.11 - Зависимость технологической осадки от глубины стены в грунте (представлены объекты с первым и третьим типом инженерно-геологических условий: ИГУ-1 и ИГУ-3)

Из сравнения рисунков 2.9-2.11 видно, что значительные величины технологических осадок на объектах в Сучжоу и Сингапуре (Post Center) обусловлены главным образом инженерно-геологическими условиями, а не большой величиной глубины стены в грунте.

Помимо инженерно-геологических условий существенное влияние на технологические осадки оказывает расстояние от стены в грунте. При использовании неотсортированных данных по осадкам, включающих в себя точки наблюдения, расположенные как вплотную от стены в грунте, так и на значительном удалении от нее, анализ влияния фактора глубины стены в грунте затруднителен. Это связано с тем, что на фоне влияния более весомого фактора (расстояния от стены в грунте) трудно вычленить влияние менее весомого фактора (глубины стены в грунте).

Из рисунка 2.5, видно, что максимальные осадки соответствуют минимальным расстояниям от стены в грунте равным приблизительно от 0 до 3 м. При таких малых расстояниях различия в величинах максимальных осадок для первого и третьего типа инженерно-геологических условий минимальны. С учетом этого отсортируем данные по осадкам следующим образом. Сначала выберем только те данные, которые соответствуют минимальным расстояниям от стены в грунте (до 3 м). Затем разделим выбранные данные на две группы в соответствии с инженерно-геологическими условиями. Первая группа соответствует второму типу инженерно-геологических условий, вторая - первому и третьему типу. Точечный график для первой группы представлен на рисунке 2.12, для второй - на рисунке 2.13.

Рисунок 2.12 - Зависимость технологической осадки от глубины стены в грунте. Выборка данных №1 (инженерно-геологические условия: ИГУ-2, расстояние от стены в грунте: 0-3 м)

Рисунок 2.13 - Зависимость технологической осадки от глубины стены в грунте. Выборка данных №2 (инженерно-геологические условия: ИГУ-1 и ИГУ-3, расстояние от стены в грунте:

0-3 м)

В результате сортировки исходных данных мы получили две выборки данных по осадкам с одинаковым типом инженерно-геологических условий и узким диапазоном расстояний от стены в грунте (от 0 до 3 м). Таким образом, ограничив изменчивость этих двух факторов влияния (инженерно-геологические условия и расстояние от стены в грунте) мы можем рассмотреть отдельно влияние глубины стены в грунте. Результаты аппроксимации различными функциями данных по осадкам для двух рассматриваемых выборок представлены в таблице 2.7. Аппроксимация выполнялась в программе Microsoft Excel, при этом в качестве независимой переменной х принималась глубина стены в грунте (м). Как видно из таблицы 2.7, максимальный коэффициент детерминации составляет для выборки №1 - 0,0008 (экспоненциальная функция), для выборки №2 - 0,002 (логарифмическая функция). Очевидно, что полученные значения детерминации являются очень маленькими и свидетельствуют о слабой корреляции между технологическими осадками и глубиной стеной в грунте.

Таблица 2.7 - Результаты аппроксимации выборок данных по технологическим осадкам различными функциями

Аппроксимирующая функция

Тип функции Независимая переменная х Уравнение функции для определения технол. осадки Коэффициент детерминации R2 Макс. коэфф. детерминации R2 для выборки

Выборка данных №1 - рисунок 2.12 (ИГУ-2, расстояние от стены в грунте от 0 до 3 м)

Линейная Глубина стены в грунте, м у(х) = 0,003х+19,1 5Е-05 0,0008

Экспоненциальная у(х) = 18,37е"°'0006х 0,0008

Логарифмическая у(х) = 0,4161п(х)+17,8 0,0006

Выборка данных №2 - рисунок 2.13 (ИГУ-1 и ИГУ-3, расстояние от стены в грунте от 0 до 3 м)

Линейная Глубина стены в грунте, м у(х) = 0,034х+5,5 0,0013 0,0020*

Экспоненциальная у(х) = 7,1е-0'012х 0,0043*

Логарифмическая у(х) = 0,871п(х)+3,60 0,0020

Выборка данных №3 - рисунок 2.3 (ИГУ-2, расстояние от стены в грунте: не ограниченно)

Линейная Расстояние от стены в грунте, м у(х) = -0,351х+11,9 0,387 0,411

Экспоненциальная у(х) = 12,54е-0'109х 0,324

Логарифмическая у(х) = -3,9721п(х)+15,6 0,411

* При анализе данных принималось, что с увеличением глубины стены в грунте технологические

осадки возрастают. Таким образом, функция, аппроксимирующая данные по осадкам должна быть возрастающая. Вследствие этого при определении максимального коэффициента детерминации для выборок №1 и №2 убывающие функции не учитывались.

Для сравнения степени влияния на технологические осадки расстояния от стены в грунте и глубины стены в грунте в таблице 2.7 также представлены результаты аппроксимации для выборки данных №3. Выборка №3 представляет собой совокупность данных по осадкам для второго типа инженерно-геологических осадок. При аппроксимации данных третьей выборки различными функциями в качестве независимой переменной х принималось расстояние от стены в грунте. Максимальный коэффициент для выборки №3 составляет 0,411 (логарифмическая осадка), что в 514 раз выше максимального коэффициента детерминации для выборки №1. Выборка №1 выбрана для сравнения с выборкой №3, так как она тоже состоит из данных, соответствующих второму типу инженерно-геологических условий (ИГУ-2). Полученные результаты свидетельствуют о незначительном влиянии на технологическую

осадку глубины стены в грунте по сравнению с расстоянием от стены в грунте. При этом надо иметь ввиду, что в выборке №1 ограниченно влияние двух факторов (расстояние от стены в грунте и инженерно-геологические условия), а в выборке №3 только одного фактора (инженерно-геологические условия). Вследствие этого проведенный анализ скорее склонен недооценивать степень влияния на технологические осадки фактора расстояния от стены в грунте по сравнению с фактором глубины стены в грунте.

В исходных данных по технологическим осадкам глубина стены в грунте варьируется в пределах от 13,5 до 55,5 м. При этом свыше 95% данных соответствуют глубине стены в грунте от 20 метров. Принимая это во внимание, сделанный в результате анализа вывод о слабой корреляции между величиной технологической осадки и глубиной стены в грунте следует ограничить объектами с глубиной стены в грунте, превышающей 20 метров. Кроме того следует учесть, что большая часть эмпирического материала в базе данных соответствует или грунтовой поверхности или ленточным фундаментам, глубина заложения которых заведомо существенно меньше глубины стены в грунте. Результаты диссертационной работы Е.Б. Морозова [22], рассмотренные выше, вероятно, свидетельствуют в пользу того, что при значительной глубине существующего фундамента близкой к глубине стены в грунте, последняя, вероятно, может являться весомым фактором, влияющим на технологическую осадку.

С учетом полученных результатов анализа (слабая корреляция между технологическими осадками и глубиной стены в грунте) представление данных мониторинга технологических осадок в нормализованном виде (путем деления осадок и расстояния от стены в грунте на глубину стены в грунте - см. рисунок 1.4), как это было сделано в работах [76, 87, 88, 142], не имеет смысла.

2.2.5. Регрессионный анализ

В собранной базе данных по технологическим осадкам 30 точек наблюдения относится к первому типу инженерно-геологических условий (ИГУ-1), 261 ко второму (ИГУ-2) и 28 к третьему (ИГУ-3). Таким образом, большая часть опытных данных относится к глинистым грунтам с высокой деформируемостью (ИГУ-2). Относительное малое количество эмпирического материала по первому и третьему типу инженерно-геологических условий затрудняет выполнение для них регрессионного анализа. С учетом этого выполним регрессионный анализ для второго типа инженерно-геологических условий. Актуальность данного регрессионного анализа обусловлена тем, что именно в глинистых грунтах с высокой деформируемостью технологические осадки принимают максимальные значения.

В регрессионном анализе чаще всего используется линейная регрессионная модель. Данная модель предполагает линейную зависимость одной (объясняемой, зависимой) переменной от другой или нескольких других переменных (факторов, регрессоров, независимых переменных). Линейная регрессионная модель имеет следующий вид:

bi = f(xd + e = fо + fidi + ^ + fpdp + £o h = 1, ...n, (2.4)

где yi - i-ое значение зависимой (объясняемой) переменной;

f(xj) - i-ое значение оценки (по регрессионной модели) зависимой переменной.

Д - i-й параметр модели;

xip - i-ое значение p-го фактора (независимой переменной, регрессора);

ei - i-й остаток регрессии;

p - количество факторов (независимых переменных);

n - количество значений зависимой (объясняемой) переменной.

Коэффициенты (параметры) линейной регрессии могут находиться различными методами, но самым распространенным является метод наименьших квадратов (OLS - ordinary least squares). Суть данного метода заключается в минимизации суммы квадратов остатков регрессии, вычисляемой по формуле (2.5):

Zi=i* 2 = ZO=i(bi — f/d))2 (2.5)

Метод наименьших квадратов, как правило, используется при соблюдении ряда требований к исходным данным, одним из которых является их гомоскедастичность. Под гомоскедастичностью данных понимается постоянство дисперсии зависимой переменной при различных значениях независимой переменной. В случае если дисперсия зависимой переменной меняется при различных значениях независимой переменной данные обладают свойством гетероскедастичности. Для гетероскедастичных данных метод наименьших квадратов не рекомендуется к использованию вследствие того, что он не позволяет получить эффективные оценки параметров регрессионной модели.

Исходные данные по технологическим осадкам обладают ярко выраженной гетероскедастичностью: вариабельность величин технологических осадок быстро уменьшается с увеличением расстояния от стены в грунте (рисунок 2.3). Вследствие этого применение классической линейной регрессии, использующей метод наименьших квадратов, для рассматриваемых данных не рекомендуется. С учетом этого выполним регрессионный анализ данных по осадкам, используя квантильную регрессию, которая не имеет ограничения в виде требования к гомоскедастичности исходных данных. Квантильная регрессия в современном виде была предложена в 1978 году в работе R. Koenker и G. Bassett [97]. Квантильная регрессия отличается от классической линейной регрессии тем, что для определения параметров регрессии вместо метода наименьших квадратов используется модернизированный метод

наименьших модулей (LAD - Least absolute deviations). Суть метода наименьших модулей состоит в минимизации суммы абсолютных значений регрессионных остатков, вычисляемых по формуле (2.6):

Z?=ihl=Z?=ilyi-/(*i)l (2.6)

Важной особенностью метода наименьших модулей является то, что при его помощи оценивается условная медиана, зависимой переменной, а не условное математическое ожидание как при использовании метода наименьших квадратов.

Из условия минимизация выражения (2.6) находят параметры квантильной регрессионной модели при уровне квантиля равным 0,5, что соответствует условной медиане зависимой переменной. Для нахождения параметров регрессии при произвольных уровнях квантиля в выражение (2.6) вводится специальная контрольная функция проверки рх(в) в результате чего получается следующее выражение:

li=iPn(ed=lO=iPn(yi-f(xö0

(2.7)

Параметры квантильной регрессии находятся из условия минимизации выражения (2.7). Графическое представление контрольной функции рх(в), входящей в данное выражение, дано на рисунке 2.14. Математически функция рх(в) определяется следующим образом:

рт(г) = rmax(e, 00 + /1 — r)max(-£, 00, (2.7)

где т - уровень квантиля;

max - функция, возвращающая значение наибольшего аргумента;

8 -остаток регрессии (разница между фактическим значением зависимой переменной и ее оценкой по регрессионной модели).

Рисунок 2.14 - Контрольная функция рт(в) (пример дан для квантиля уровня т = 0,7)

Особенностью контрольной функции является то, что она по-разному взвешивает положительные и отрицательные остатки регрессии. Положительные остатки регрессии

умножаются на величину уровня квантиля т, отрицательные на величину равную разности уровня квантиля т и единицы (т.е. на величину т-1). С учетом того, что величина т-1 меньше или равна нулю (следствие из того, что уровень квантиля т меняется в диапазоне от 0 до 1) контрольная функция всегда возвращает неотрицательные значения.

В целом квантильная регрессия обладает большей устойчивостью к выбросам по сравнению с классическим линейной регрессией. Это обусловлено тем, что при оценке параметров в квантильной регрессии рассматриваются абсолютные отклонения, а в классической регрессии - отклонения в квадрате. Вместе с тем выбросы, существенно выбивающиеся из основной массы данных, снижают качество квантильного регрессионного анализа. С учетом этого из рассматриваемых исходных данных были изъяты два явных выброса. Данные выбросы представляют собой технологические осадки величиной 2 мм на расстоянии 47 и 54 метра от стены в грунте, зафиксированные на объекте "Санкт-Петербург, наб. реки Мойки, д.74". Указанные величины осадки на столь значительном удалении от стены в грунте представляются маловероятными. Кроме того данные осадки существенно выбиваются из общей картины технологических осадок на рассматриваемом объекте (рисунок 2.3).

Статистические расчеты трудоемки и в настоящее время, как правило, выполняются автоматизированным способом на компьютере. Это позволяет минимизировать вероятность ошибки при вычислениях и существенно повысить скорость выполнения расчетов.

Для автоматизации квантильного регрессионного анализа эмпирических данных по технологическим осадкам автором была написана программа на языке Python 3. Код программы представлен в приложении 2. В программе используется пять библиотек:

1) Statsmodels - отвечает непосредственно за статистические расчеты;

2) NumPy - создает массивы числовых данных при помощи математических функций или заданного закона распределения;

3) Pandas - преобразовывает исходные данные в особую табличную структуру DataFrame для дальнейшей обработки и статистических расчетов (при помощи библиотеки Statsmodels);

4) Matplotlib - отвечает за графическое оформление полученных результатов статистических расчетов;

5) Math - представляет собой набор математических функций.

Программа принимает исходные данные в формате csv (значения, разделенные запятой -comma separated values). Преимуществом данного формата является его простота, данный формат поддерживает большая часть программ, предназначенных для работы с данными, включая Microsoft Excel и текстовый редактор "Блокнот", являющейся частью операционных систем Microsoft Windows. Данные, поступившие в формате csv, преобразуются в особую

табличную структуру "DataFrame" библиотеки Pandas. В таком виде данные уже непосредственно используются в статистических расчетах.

При запуске программа предлагает указать путь к исходным данным, а также три произвольных уровня квантиля. В результате своего исполнения на выходе программа выдает три уравнения регрессии, соответствующих введенным значениям уровня квантиля, а также представляет данные уравнения в графическом виде.

Результаты регрессионного анализа для рассматриваемых исходных данных по технологическим осадкам (рисунок 2.3), полученные при помощи написанной программы, представлены на рисунке 2.15. При исполнении программы задавались следующие уровни квантиля: 0,5, 0,95, 0,98. В результате были получены три уравнения регрессии, соответствующие данным уровням квантиля:

где s - технологическая осадка от устройства стены в грунте, мм; х - расстояние от стены в грунте, м.

Предсказательное значение полученных уравнений регрессии заключается в том, что технологические осадки с заданной вероятностью не превышают величин, рассчитанных по данным уравнениям. Заданная вероятность определяется уровнем квантиля. Для уровней квантиля 0,5, 0,95 и 0,98 данная вероятность составляет 50, 95 и 98 процентов соответственно.

1) q=0,5;

2) q=0,95;

3) q=0,98;

s(d) = 15,15е_0'090х s(d) = 31,05е_0,076х s(d) = 32,19е_0'069х

(2.8); (2.9); (2.10).

Рисунок 2.15 - Результаты квантильного регрессионного анализа эмпирических данных по технологическим осадкам для глинистых грунтов с высокой деформируемостью (ИГУ-2)

2.2.6. Влияние нагрузок по подошве фундаментов

Несмотря на отсутствие в базе данных сведений о нагрузках по подошве фундаментов их влияние можно оценить путем сопоставления технологических осадок грунтовой поверхности свободной от застройки и технологических осадок фундаментов существующих зданий и сооружений (рисунок 2.16). Условно назовем эмпирические данные, соответствующие осадкам грунтовой поверхности первой выборкой, осадкам существующих зданий и сооружений -второй выборкой. Очевидно, что для первой выборки дополнительная вертикальная нагрузка на грунтовый массив равняется нулю (существующие здания и сооружения отсутствуют), для второй выборки, напротив, имеется существенная дополнительная вертикальная нагрузка. Величину вертикальной дополнительной нагрузки можно оценить следующим образом. Большая часть фундаментов в данной выборке являются ленточными фундаментами мелкого заложения. Из опыта проектирования типовая глубина данных фундаментов составляет 2-3 метра, нагрузка по подошве 200-250 кПа. Принимая удельный вес вышележащего грунта равным 18 кН/м , получаем дополнительную вертикальную нагрузку равную 150-210 кПа.

В случае если нагрузка по подошве фундамента существенно влияет на величину технологической осадки, то между двумя выборками должна быть значительная разница. Для количественной оценки двух выборок воспользуемся квантильной регрессией (пункт 2.2.5).

Расчеты выполним при этом в автоматизированным режиме, используя программу, написанную автором на языке Python 3 (приложение 2). В результате регрессионного анализа для квантиля уровня 0,95 были получены следующие уравнения регрессии:

1) Выборка №1. Технологические осадки грунтовой поверхности:

s(x) = 30,47 * ex0(-O,O84x) (2.11)

2) Выборка №2. Технологические осадки фундаментов существующих зданий и сооружений:

s(x) = 30,33 * ex0(-O,O73x) (2.12)

Сопоставление данных по выборкам №1 и №2, а также полученные уравнения регрессии для квантиля уровня 0,95, представлены на рисунке 2.16. Как видно из данного рисунка, уравнения регрессии для двух выборок практически совпадают. В отличие от медианы (квантиль уровня 0,5) уравнение регрессии для квантиля уровня 0,95 характеризуют максимальные технологические осадки (в 95% случаях осадки не превосходят значения, рассчитанные по уравнению регрессии). Это может свидетельствовать о слабом влиянии нагрузок по подошве фундаментов на величины максимальных технологических осадок, во всяком случае, в пределах исследованного диапазона нагрузок.

Рисунок 2.16 - Сопоставление технологических осадок существующих зданий и сооружений и

технологических осадок грунтового массива

2.2.7. Выводы по разделу 2

1. Автором были собраны и проанализированы данные по инклинометрическим измерениям (8 объектов, 17 инклинометров) при устройстве захватки стены в грунте (подраздел 2.1). Анализ динамики горизонтальных перемещений грунтового массива по стадиям устройства захватки стены в грунте показал следующее. Первый этап устройства стены в грунте - откопка траншеи вызывает горизонтальные перемещения грунтового массива величиной до 39 мм, преимущественно направленные в сторону захватки стены в грунте. Второй этап устройства стены в грунте - бетонирование захватки вызывает инкрементальные (измеренные за один этап) горизонтальные перемещения величиной до 109 мм (в слабых водонасыщенных грунтах), преимущественно направленные от стены в грунте. Длительные наблюдения (от 8 часов до 3-х суток) за инклинометрами после бетонирования показали горизонтальные перемещения, направленные преимущественно в сторону стены в грунте. Величина данных перемещений по модулю при этом была существенно меньше, чем при бетонировании.

2. Автором была составлена эмпирическая база данных по технологическим осадкам от устройства стены в грунте (пункт 2.2.1, приложение 1). Рассматриваемая база данных имеет следующие основные количественные характеристики: точки наблюдения - 319 штук, рассмотренные различные объекты - 23 штуки, диапазон измеренных технологических осадок - от 0 до 27 мм.

В результате обзора источников, содержащих данные мониторинга по технологическим осадкам, выяснилось, что из 10 факторов влияния (таблица 2.4) обширную базу данных можно собрать лишь по четырем факторам. Это связано с тем, что, как правило, в научных источниках приводится весьма ограниченная информация об объекте. Чаще всего это краткое описание инженерно-геологических условий, толщина и глубина стены в грунте, а также расстояние от точек наблюдения до стены в грунте. Влияние каждого из данных факторов было рассмотрено по отдельности.

3. В ходе обзора источников не было выявлено работ, посвященных вопросу исследования влияния инженерно-геологических условий на технологические осадки в результате устройства стены в грунте. Собранная база данных по технологическим осадкам позволила рассмотреть вышеуказанное влияние. Инженерно-геологические условия (ИГУ) объектов, представленных в базе данных, были типизированы на три типа: ИГУ-1, ИГУ-2 и ИГУ-3 (пункт 2.2.2). Для каждого типа инженерно-геологических условий были получены эмпирические зависимости для определения максимальных технологических осадок (2.1-2.3). Данные формулы рекомендуется использовать для приблизительной оценки максимальных технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях при отсутствии

аварийных ситуаций, таких как, например, обрушение стенок захватки в процессе устройства стены в грунте. В последнем случае технологические осадки могут быть существенно выше значений, рассчитанных по формулам (2.1-2.3).

4. Точечный график зависимости технологической осадки от толщины стены в грунте (рисунок 2.6), построенный на основе собранной базы данных, наглядно показывает слабую корреляцию между толщиной стены в грунте и величиной технологической осадки. Таким образом, опытные данные мониторинга подтверждают результаты численных исследований Р.А. Мангушева, Н.С. Никифоровой и Д.А. Сапина [16, 34, 35].

5. Результаты корреляционно-регрессионного анализа на основе собранной базы данных, свидетельствуют о слабой корреляции между технологическими осадками и глубиной стены в грунте (таблица 2.7). С учетом этого представление данных мониторинга технологических осадок в нормализованном виде (путем деления осадок и расстояния от стены в грунте на глубину стены в грунте - см. рисунок 1.4), как это было сделано в работах [76, 87, 88, 142] не имеет смысла.

6. Большая часть собранной базы данных относится к инженерно-геологическим условиям второго типа (ИГУ-2), характеризующихся наличием глинистых грунтов c высокой деформируемостью. Для второго и третьего типа инженерно-геологических условий (ИГУ-2 и ИГУ-3) опытных данных существенно меньше, что затрудняет выполнение регрессионного анализа для них. С учетом этого регрессионный анализ выполнялся только для ИГУ-2. При этом вместо классической линейной регрессии, использующий метод наименьших квадратов, применялась квантильная регрессия (пункт 2.2.5). Выбор квантильной регрессии обусловлен тем, что исходные данные, представленные в виде зависимости технологической осадки от расстояния до стены в грунте, обладают свойством гетероскедастичности (дисперсия уменьшается с увеличением расстояния от стены в грунте).

Квантильный регрессионный анализ выполнялся с использованием программы (описание - пункт 2.2.5, код - приложение 2), написанной автором на языке Python 3. В результате данного анализа были получены уравнения регрессии (2.8-2.10) для квантилей различных уровней (0,5, 0,95 и 0,98). Указанные уравнения позволяют оценить величину максимальной технологической осадки в зависимости от расстояния до стены в грунте с заданной надежностью.

7. Для исследования влияния нагрузок по подошве фундаментов, имеющиеся эмпирические данные, были разделены на две выборки. Выборка №1 соответствует технологическим осадкам грунтовой поверхности свободной от застройки, выборка №2 -технологическим осадкам фундаментов существующих зданий и сооружений. Для первой выборки дополнительная вертикальная нагрузка на грунтовый массив равняется нулю. Для

второй выборки указанная нагрузка точно неизвестна, однако для большинства объектов, входящих в нее, может быть приблизительно оценена равной 150-210 кПа (исходя из типа фундаментов и опыта проектирования).

Как показали расчеты, уравнения квантильной регрессии для рассматриваемых выборок при уровне квантиля 0,95 практически совпадают (рисунок 2.16). Это может свидетельствовать о слабом влиянии нагрузок по подошве фундаментов на величины максимальных технологических осадок, во всяком случае, в пределах исследованного диапазона нагрузок.

3. Разработка методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

3.1. Анализ опытных данных по давлению свежего бетона

Для численного моделирования изменения НДС грунтового массива от устройства стены в грунте важное значение имеет определение давления свежего бетона (пункт 1.3.2). В связи с этим проанализируем имеющиеся опытные данные по давлению свежего бетона. Указанные данные включают в себя давление свежего бетона при бетонировании вертикальных конструкций в опалубке (24 штуки), захваток стены в грунте (10 штук на 8 объектах) и буронабивных свай на опытной площадке Загорской ГАЭС (4 штуки).

3.1.1. Давление свежего бетона на стенки опалубки

При написании настоящего пункта диссертации использовались (среди прочих) результаты исследований, опубликованные в статье автора и его научного руководителя: Д.К. Минакова и О.А. Шулятьева [51]. Данная статья входит в список работ, опубликованных автором по теме диссертации (приложение 5).

Давление свежего бетона является, главным образом, предметом интереса проектировщиков опалубки. Поэтому наибольшее количество исследований по данному вопросу выполнено в рамках определения давления свежего бетона на стенки опалубки. Согласно данным исследованиям, на давление свежего бетона оказывает влияние большое количество факторов. Сводка указанных факторов и оценка степени их влияния, согласно работе T. Proske [125], представлена в таблице 3.1.

Методики по определению давления свежего бетона на опалубку, представлены в отечественных и зарубежных нормативных документах:

а) СП 70.13330.2012. Несущие и ограждающие конструкции [43];

б) немецкие нормы DIN 18218 [81];

в) рекомендации английской ассоциации CIRIA [75];

г) американские нормы ACI 347-04 [60].

Таблица 3.1 - Сводка факторов, влияющих на давление свежего бетона и их оценка, согласно работе Т. Ргс^ке [125]

Группа факторов влияния Степень влияния факторов на давление свежего бетона1-1 (без учета взаимного влияния отдельных факторов)

Высокое От среднего до незначительного

Опалубка и армирование Высота бетонирования, размеры поперечного сечения, проницаемость опалубки Жесткость опалубки, процент армирования, расположение арматуры, шероховатость опалубки

Состав бетона и его свойства Удельный вес свежего бетона, консистенция (граница текучести, угол внутреннего трения), время схватывания, температура, поровое давление, проницаемость Ранняя усадка

Номенклатура и масса компонентов в замесе (цемент, добавки к бетону, крупность заполнителя, вода), водоцементное отношение

Зона контакта между бетоном, опалубкой и арматурой Трение между бетоном и опалубкой, а также бетоном и арматурой Сцепление между бетоном и опалубкой, бетоном и арматурой, смазка (разделитель) для опалубки

Технология производства, транспортирования и укладки бетона Скорость бетонирования, энергия уплотнения, глубина уплотнения, направление бетонирования (сверху или снизу) Способ уплотнения, технология заполнения (при помощи насоса или бадьи), высота сбрасывания, скорость заполнения (объемный расход), время транспортирования, технология замеса

Внешние факторы Вибрирование снаружи Температура снаружи

1)1 в зависимости от граничных условий отдельные параметры могут оказывать различный эффект на давление свежего бетона

Общим в данных нормах является характер распределения давления свежего бетона по высоте опалубки (рисунок 3.1). До определенной глубины, которую в дальнейшем будем называть критической (Нкрит), давление свежего бетона нарастает линейно по гидростатическому закону, ниже этой глубины давление свежего бетона принимается постоянным. Критическая глубина, а,

следовательно, и максимальное давление (Ртах), в соответствие с данными нормами определяются главным образом в зависимости от следующих факторов:

а) скорости бетонирования (скорость заполнения опалубки по высоте), м/час;

б) консистенции бетонной смеси;

в) температуры бетонной смеси;

г) способа вибрирования бетонной смеси;

д) время схватывания бетонной смеси.

Рисунок 3.1 - Принципиальная схема распределения давления свежего бетона на стенки опалубки в соответствии с отечественными и зарубежными нормами и рекомендациями

Рассматриваемые нормативные методики являются упрощенными и не учитывают уменьшение давление свежего бетона с течением времени. Это связано с тем, что с точки зрения проектирования опалубки - главное это определить наиболее неблагоприятное сочетание горизонтальных нагрузок, действующих на нее в процессе бетонирования конструкции. Уменьшение давление свежего бетона с течением времени не влияет на расчет опалубки.

Результаты исследования изменения давления самоуплотняющегося бетона на стенки опалубки с течением временем представлены в работе J. Assaad и Н. Khayat 2004 года [62]. В рамках данной работы была выполнена серия опытов с бетонными смесями различной рецептуры (варьировался тип цемента и его относительное содержание, а также различные добавки). Свойства и маркировка бетонных смесей, используемых в опытах представлена в таблице 3.2. Как видно из данной таблицы, удельный вес смесей составляет 2160-2360 кг/м , расплыв конуса - 640-660 мм, время окончания схватывания - 470-780 минут. В качестве опалубки использовалась труба высотой 1100 мм, диаметром 200 мм. Внутренняя поверхность трубы смазывалась смазкой для опалубки.

Таблица 3.2 - Основные свойства бетонных смесей, использовавшихся в опытах в работе J. Assaad и Н. Khayat 2004 года [62]

Время Время

№ Маркировка Удельный Расплыв начала окончания

п/п бетонной смеси вес, кг/м3 конуса, мм схватывания, схватывания,

мин мин

1 450-Т10 2360 650 510 570

2 450-Т30 2335 640 425 470

3 450-ВЕЧ 2320 660 620 730

4 550-ВЕЧ 2260 655 450 535

5 400-TER 2350 650 660 750

6 450-TER 2235 655 610 705

7 500-TER 2250 640 530 610

8 550-TER 2230 635 470 550

9 450^ИА 2210 640 690 780

10 550-ОиА 2160 635 605 685

Согласно результатам опытов, давление свежего бетона на стенки опалубки с течением времени падает до нуля для всех испытуемых бетонных смесей (рисунки 3.2 и 3.3). Авторы работы условно выделяют два эффекта, влияющих на уменьшение давление бетона с течением времени: химический и физический. Под физическим эффектом понимается процесс обратный тиксотропии, то есть процесс увеличения внутреннего трения между твердыми частицами. Под химическим эффектом понимается процесс гидратации цемента. На начальном этапе после затворения бетона действуют оба эффекта - химический и физический. После окончания этапа скрытой гидратации и начала ускоренной гидратации действие химического эффекта усиливается, а действие физического эффекта прекращается. Данный процесс наглядно отображен на рисунке 3.4 для бетонной смеси с маркировкой 450^иА. Помимо изменения горизонтального давления на опалубку с течением времени на данном рисунке также представлено изменение порового давления и температуры бетонной смеси. Как видно из рисунка 3.4, на начальном этапе поровое давление полностью совпадает с горизонтальным давлением на опалубку. После начала ускоренной гидратации (момент времени, когда резко ускоряется рост температуры бетонной смеси) графики горизонтального давления и порового давления расходятся: поровое давление падает сначала до нуля, а затем становится отрицательным. Аналогичные результаты были получены и для других бетонных смесей.

Рисунок 3.2 - Изменение максимального горизонтального давления для самоуплотняющихся бетонных смесей, выполненных из цементов различного типа (содержание вяжущего для всех смесей 450 кг/м ) [62]

Рисунок 3.3 - Изменение максимального горизонтального давления для самоуплотняющихся бетонных смесей, выполненных из различных трехкомпонентных цементов [62]

Рисунок 3.4 - Развитие во времени температуры, порового и горизонтального давления для

бетонной смеси 450^иА [62]

Следует отметить, что для бетонирования стены в грунте используют не только самоуплотняющиеся бетонные смеси, рассмотренные в работе J. Assaad и Н. Khayat 2004 года [62], но и высокоподвижные бетонные смеси, обладающие существенно меньшим расплывом конуса. Расплыв конуса для самоуплотняющихся бетонных смесей составляет приблизительно от 550 до 850 мм [137]. Для приблизительной оценки расплыва конуса для высокоподвижных бетонных смесей, применяемых для бетонирования стены в грунте, можно использовать требование пункта 4.3.1 СТО 36554501-017-2009 [44], согласно которому для стены в грунте необходимо использовать бетонные смеси, обладающие маркой по удобоукладываемости П5. В соответствии с ГОСТ 7473-94 [1] марке П5 бетонной смеси соответствует расплыв конуса свыше 310 мм. Таким образом, потенциально для стены в грунте может использоваться бетонная смесь с расплывом конуса в 310 мм, что существенно меньше значения минимального расплыва конуса для самоуплотняющейся смеси, равного приблизительно 550 мм. С учетом того, что подвижность бетонной смеси является важным фактором, влияющим на давление свежего бетона на опалубку (таблица 3.1), с целью выявления закономерностей динамики данного давления во времени важно иметь результаты опытов не только для самоуплотняющихся бетонных смесей, но и для смесей, обладающих существенно меньшей подвижностью.

Серия опытов с бетонными смесями, резко отличающимися своей подвижностью, была выполнена в рамках другой работы J. Assaad и Н. Khayat 2006 года [61]. В данной работе исследовались как самоуплотняющиеся бетонные смеси с расплывом конуса в пределах от 540 до 745 мм, так и гораздо менее подвижные бетонные смеси с расплывом конуса 220-225 мм, что, согласно с ГОСТ 7473-94 [58], соответствует марке по удобоукладываемости меньше П4 (расплыв конуса для П4 составляет 26-30 см, для марки П3 и ниже расплыв конуса не нормируется). Основные свойства и маркировка, бетонных смесей, использовавшихся в данных опытах, представлены в таблице 3.3. Как видно из данной таблицы, удельный вес смесей составляет 21502290 кг/м3, время окончания схватывания - 380-800 минут. В качестве опалубки, аналогично работе 2004 года [62], использовалась труба высотой 1100 мм, диаметром 200 мм. Основные результаты опытов представлены на рисунке 3.5. Как видно из данного рисунка, давление свежего бетона на стенки опалубки с течением времени падает до нуля для всех испытуемых бетонных смесей. При этом нулевых значений быстрее достигают смеси, обладающие меньшей подвижностью.

Таблица 3.3 - Основные свойства бетонных смесей, использовавшихся в опытах в работе J. Assaad и Н. Khayat 2006 года [61]

Время Время

№ Маркировка Удельный Расплыв начала окончания

п/п бетонной смеси вес, кг/м3 конуса, мм схватывания, схватывания,

мин мин

1 FC-TER-220 2195 220 310 380

2 SCC-TER-550 2240 540 360 440

3 SCC-TER-650 2265 665 610 705

4 SCC-TER-750 2290 745 685 800

5 FC-T10- 220 2150 225 385 400

1.0

ЗСС-ТЕК-750

Время после укладки бетона (мин)

Рисунок 3.5 - Изменение максимального горизонтального давления для бетонных смесей

различной консистенции [61]

В целом рассмотренные работы J. Assaad и Н. Khayat 2004 и 2006 года позволяют говорить о эффекте "отмены давления свежего бетона на опалубку с течением времени". Данный эффект действует как для самоуплотняющихся бетонных смесей, так и для смесей, обладающих существенно меньшей подвижностью (расплыв конуса 220-225мм).

Следует отметить, что опыты, представленные в работах J. Assaad и Н. Khayat 2004 и 2006 года, проводились в опалубке довольно малых размеров (труба h = 1100 мм, D = 200 мм) и не могут считаться полномасштабными. Результаты полномасштабных опытов по измерению давлению свежего бетона на опалубку представлены в работе Н. Khayat с соавторами [96]. Согласно описанию, представленному в данной работе, опыты по бетонированию выполнялись со стенками высотой 3,7 и 4,4 м и толщиной 0,4 м (всего 6 стенок) и колоннами высотой 3,66 м и диаметром 0,61 м (всего 3 колонны). Для бетонирования использовались самоуплотняющиеся смеси (расплыв конуса 650 мм) и традиционные смеси, требующие вибрирования (расплыв конуса 120 мм). Характерные результаты опытов для стенки высотой 4,4 м, бетонируемой сверху-вниз самоуплотняющейся бетонной смесью (расплыв конуса 650 мм) со скоростью 10 м/час, представлены на рисунке 3.6. Как видно из рассматриваемого рисунка, давление свежего бетона с течением времени упало до нуля. Таким образом, и в условиях полноразмерного эксперимента также действует эффект "отмены давления свежего бетона на опалубку". Для сопоставления результатов полноразмерных опытов с результатами опытов с мелкоразмерной опалубкой на

рисунке 3.6 также приведены результаты опытов с колонной высотой 1,2 м, которая бетонировалась с той же скоростью, что и стенка высотой 4,4 м. Каких либо существенных различий в динамике давления бетона на опалубку при бетонировании стенки высотой 4,4 м и колонны высотой 1,2 м в результате выявлено не было.

Рисунок 3.6 - Изменение горизонтального давления на опалубку на различной глубине от ее верха

[96]

3.1.2. Давление свежего бетона на стенки траншеи при устройстве стены в грунте

При написании настоящего пункта диссертации использовались (среди прочих) результаты исследований, опубликованные в статье автора и его научного руководителя: Д.К. Минакова и О.А. Шулятьева [50]. Данная статья входит в список работ, опубликованных автором по теме диссертации (приложение 5).

В настоящий момент имеется довольно много опытных данных по изменению давления свежего бетона при устройстве стены в грунте, собранных на площадках с различными инженерно-геологическими условиями. Наиболее подробный обзор указанных опытных данных представлен в диссертационной работе C.M. Loreck [107]. Краткая характеристика объектов, рассмотренных в данной работе, представлена в таблицах 3.4 и 3.13.

Таблица 3.4 - Краткая характеристика объектов, рассмотренных в работе C.M. Loreck [107]

Инженерно-геологические Количество и

№ Опытная площадка условия (даны слои сверху вниз с расположение датчиков для Оригинальный

п/п (город,год) указанием глубины подошвы от уровня поверхности земли) измерения давления свежего бетона источник

1 Осло, 1972 2 м: насыпь 19 м: морская глина 20 м: скала 15 на контакте грунт/бетон [80]

15 м: илистый грунт и 7 на контакте

2 Севилья, 1977 мелкий песок 25 м: гравий 34 м: глина грунт/бетон внутри стены в грунте [144]

7 м: насыпь 1 на контакте

3 Париж, 1979 12 м: песок 21 м: мергель грунт/бетон [94]

2 м: насыпь 7 на контакте

4 Кембридж, 1994 17 м: глинистые грунты (Кс=1,5) грунт/бетон [104]

5 м: насыпь 5 на контакте

5 Гамбург, 1994 22 м: песок 25 м: глина грунт/бетон [128]

2,5 м: насыпь

7 м: морская глина с

6 Руан, 2002 органикой 13,6 м: песчанистая морская глина 17 м: гравелистый песок, мергель 6 на контакте грунт/бетон [79]

7 Амстердам, 2002 (захватки №3) 19 м: морская глина и торф 28 м: песок 42 м: глина 3 внутри стены в грунте [145, 146]и

личная переписка

8 Амстердам, 2002 (захватки №4) 3 внутри стены в грунте de Wit и C.M. Loreck

9 Роттердам, 2005 (захватки №34) 17 м: морская глина и торф 38 м: песок 41 м: глина 8 внутри стены в грунте [101, 102]

10 Роттердам, 2005 (захватки №36) 8 внутри стены в грунте

Давление свежего бетона на различных опытных захватках стены в грунте, измерялось на контакте грунт/бетон или внутри стены в грунте (см. таблицу 3.4). В первом случае для установки датчиков в проектное положение использовались гидравлические домкраты. При этом домкрат вместе с датчиком давления монтировался на арматурный каркас, погружаемый в захватку. Схема установки датчиков на контакте грунт/бетон представлена на рисунке 3.7. При измерении давления внутри бетона датчики также крепились к арматурному каркасу или к инклинометрическим трубам.

а) Система погружена в траншею

Стенки траншеи

Рисунок 3.7. Схема установки датчиков, измеряющих давление свежего бетона на контакте грунт/бетон (опытная захватка стены в грунте в Осло) [107]

Наиболее хорошо задокументированные и характерные результаты были получены для двух опытных захваток №34 и №36 в Роттердаме. Данные результаты представлены в виде графиков на рисунках 3.8 и 3.9. Рассмотрим их подробнее. На указанных графиках начало временной оси соответствует началу бетонирования захватки. В этот момент времени показания всех датчиков отражают гидростатическое давление глинистого раствора. Датчики в захватках №34 и №36 устанавливались в 8 различных уровнях на глубинах от 5 до 40 метров с шагом 5 метров (по 8 датчиков на захватку). По мере поднятия уровня бетона в захватке датчики начинают реагировать на него увеличением давления. Первым реагирует самый нижний датчик, расположенный на глубине 40 м, затем последовательно снизу-вверх реагируют датчики, расположенные выше. Соответствующие пики давления отчетливо видны на рассматриваемых рисунках. После достижения максимума давление начинает снижаться до некоторого остаточного уровня и далее остается постоянным или изменяется незначительно. При бетонировании захватки №34 имел место перерыв в бетонировании, а также последующая потеря сигнала от датчиков давления на период равный 2 часам, что отражено на рисунке 3.9.

Рисунок 3.8 - Изменения давления при бетонировании захватки стены в грунте №36 на

опытном участке в Роттердаме [101]

Рисунок 3.9 - Изменение давления при бетонировании захватки стены в грунте №34 на

опытном участке в Роттердаме [101]

Для проверки возможности применения подхода C.M. Loreck для определения конечного давления свежего бетона (данное давление принимается равным гидростатическому давлению глинистого раствора, см. пункт 1.3.2) представим опытные данные [107] в графическом виде -на рисунке 3.10. На данном рисунке абсцисса каждой точки соответствуют глубине установки датчика давления, а ордината - отношению конечного (минимального) давления свежего бетона, зафиксированного датчиком, к гидростатическому давлению глинистого раствора на той же глубине, выраженному в процентах. За минимальное давление свежего бетона на рисунке 3.10 принималось самое позднее измерение, но не более 1 суток (после начала бетонирования). Это связано с тем, что подход C.M. Loreck приблизительно соответствует моменту окончания схватывания бетона, которое как правило не превышает 1 сутки. Кроме того учитывалось, что при длительных наблюдениях существенное влияние на результаты мониторинга могут оказывать процессы, связанные с ползучестью и фильтрационной консолидацией грунтового массива, существенно затрудняющие анализ. Время последнего измерения давления свежего бетона на рисунке 3.10 составляет для объектов, расположенных в Осло и Севилье - 1 сутки, в Париже - 2 часа, в Гамбурге - 4,5 часа, в Руане - 0,9 суток, в Амстердаме - 300 минут для захватки № 3 и 420 минут для захватки №4, в Роттердаме - 15 часов для обеих захваток (№34 и №36).

220

^ 200 af

х 180

<D С

& 160 | 140

Q. О

S 120 z

0

1 100

80

+ ♦

•

<

f □ с □ • г

▼ 4i > Г • с

♦ <г «• « ♦ ч ► ♦ i i

10

20 30 Глубина, м

40

50

♦ Осло, 1972

□ Севилья, 1977 А Париж, 1979

• Гамбург, 1994 + Руан,2002

• Амстердам, 2002

♦ Роттердам, 2005

Рисунок 3.10 - Сравнение конечного (минимального) давления свежего бетона Рбет, согласно опытным данным, с гидростатическим давлением глинистого раствора Рраств (график построен по данным, представленным в работе C.M. Loreck [107])

Рассматриваемый рисунок наглядно позволяет оценить насколько подход C.M. Loreck точно аппроксимирует опытные данные. Как видно из рисунка 3.10, наибольшее превышение гидростатического давления глинистого раствора (до 2,1 раз) наблюдается в верхней части траншеи на глубине до 10 м. На глубинах свыше 11 м отношение давлений свежего бетона и глинистого раствора для всех точек находится в диапазоне 80-120%, то есть отклонение составляет от -20 до 20%. Следует отметить, что наиболее последний и тщательно задокументированный опыт в Роттердаме показал относительно небольшие отклонения показаний датчиков от гидростатического давления глинистого раствора: для 15 из 16 датчиков отклонения не превысили 20%.

Анализируя полученные результаты, можно сделать вывод о том, что на глубинах меньше 10 метров давление свежего бетона для ряда объектов существенно отклоняется от минимального уровня, предложенного C.M. Loreck. При этом для глубин свыше 10 метров эти отклонения существенно меньше. Возможной причиной данных результатов может являться возраст бетона. Дело в том, что возраст бетона для верхней части стены в грунте меньше, чем для нижней, вследствие того, что бетонирование ведется снизу вверх. Разница в возрасте между бетоном в верхней и нижней части траншеи зависит от высоты стены в грунте и скорости ее бетонирования. Процесс изменения давления свежего бетона активно протекает до момента окончания его схватывания. Таким образом, если последнее измерение давление свежего бетона выполнено до указанного момента, то данное измерение не соответствует минимальному уровню. Кроме того следует учитывать, что вследствие более низких абсолютных значений давлений в верхней части траншеи, отображение результатов опыта в

относительных величинах, как это сделано на рисунке 3.10, приводит к большей чувствительности данных результатов к возможным погрешностям опытных измерений.

В целом, анализируя опытные данные, собранные в работе C.M. Loreck [107], можно констатировать, что эффект "отмены давления свежего бетона с течением времени", действующий при бетонировании вертикальных конструкций в опалубке (пункт 3.1.1) при бетонировании стены в грунте не действует.

На рисунке 3.10 представлены результаты мониторинга давления свежего бетона за относительно короткий промежуток времени от начала бетонирования: от 2 часов до одних суток. Для отдельных объектов имеются также результаты длительного мониторинга, существенно превышающего одни сутки. На рисунке 3.11 представлены результаты длительного мониторинга изменения давления для захватки №34 в Роттердаме. Согласно данному рисунку, через 15-20 часов после начала бетонирования захватки давление достигает минимальных значений, после чего снова начинает расти. Максимальные значения давления приблизительно соответствуют временной отметке в 100 часов после начала бетонирования. Наличие пика давления в районе 100 часов, согласно работе C.M. Loreck [107], объясняется температурными напряжениями, возникающими вследствие разности коэффициентов температурного расширения бетона и материала датчика давления. Данное объяснение подтверждается совпадением пиков давления и температуры, измеряемой внутри бетона во время опыта (рисунок 3.11). Пик температуры бетона обусловлен процессом гидратации цемента. На опытных захватках стены в грунте, где датчики давления устанавливались не внутри бетона, а на контакте грунт/бетон, пика давления, связанного с ростом температуры в результате гидратации цемента, не наблюдалось. В качестве иллюстрации этого на рисунке 3.12 приведены результаты опытов для захватки в Осло, где датчики были смонтированы на контакте грунт/бетон при помощи гидравлических домкратов (рисунок 3.7). Как видно из данного рисунка, после первых суток измеряемое давление изменяется слабо - характерный пик, связанный с температурными напряжениями, отсутствует.

О 400 800 0 400 800 D 400 800

Полное давление (кПа) Полное давление (кПа) Полное давление (кПа)

Рисунок 3.11 - Длительные наблюдения за температурой бетона и давлением внутри опытной захватки №34 в Роттердаме при ее бетонировании (Рбетон - гидростатическое давление бетона, Psusp - гидростатическое давление глинистого раствора, Pwater - поровое давление воды) [107]

Рисунок 3.12. Длительные наблюдения за давлением на контакте грунт/бетон на опытной захватке в Осло (Pmess - измеренное давление, Psusp - гидростатическое давление глинистого раствора,

Pwater - поровое давление воды) [107]

3.1.3. Давление свежего бетона при устройстве буронабивных свай на опытной площадке

Загорской ГАЭС

В диссертационной работе А.М. Дзагова [2] представлены данные по давлению свежего бетона (радиальные давления) при устройстве буронабивных свай на опытной площадке, расположенной на территории, отведенной под строительство Загорской ГАЭС. Грунты на опытной площадке представляют собой моренные отложения Московского оледенения, сложенные преимущественно суглинками с гравием, галькой. С поверхности до глубины 5 м залегают покровные суглинки, ниже, на глубину 35 м - моренные суглинки. Средние значения физико-механических характеристик покровных и моренных суглинков представлены в таблице 3.5. Уровень грунтовых вод на площадке вскрыт на глубине 28 м от поверхности земли.

Рассматриваемые исследования на опытной площадке Загорской ГАЭС выполнялись в 1980-1982 гг. Основные результаты данных исследований помимо диссертационной работы А.М. Дзагова представлены также в статьях А.М. Дзагова, В.М. Мамонова и П.М. Еромошкина [12, 13].

Таблица 3.5 - Физико-механические характеристики грунтов на опытной площадке (объект: Загорская ГЭС)

Наименование показателей Суглинки

Покровные Моренные

Естественная влажность 0,13 0,117

Влажность на границе раскатывания 0,117 0,113

Влажность на границе раскатывания 0,21 0,20

Объемная масса (г/см3) 2,20 2,25

Объемная масса скелета (г/см3) 1,95 2,01

Плотность минеральной части (г/см3) 2,70 2,70

Коэффициент пористости 0,384 0,343

Показатель консистенции 0,14 0,05

Угол внутреннего трения (°) 20 24

Сцепление (кПа) 20 25

Длина опытных буронабивных свай - 10 метров, диаметр - 1 метр. Инженерно-геологические условия площадки (достаточно прочные связные грунты в сочетании с низким уровнем грунтовых вод) позволили пробурить скважины под сваи без использования обсадных труб или глинистого раствора (для создания противодавления на стенки скважины).

Бетонирование скважин производилось методом свободного сброса. При изготовлении свай использовалась литая, жесткая и малоподвижная бетонная смесь с применением в качестве добавок различных пластификаторов и алюминиевой пруды. Характеристики использованных составов бетона представлены в таблице 3.6.

Таблица 3.6 - Характеристики использованных составов бетона для опытных свай на площадке строительства Загорской ГАЭС

№ сваи Марка бетона Состав бетона, кг/м3 Осадка конуса, см Добавки к бетону

Цемент Песок Гравий Вода

9 200 400 840 840 250 19,5 СДБ - 0,2% Ц

11 150 200 999 999 178 0 Суперпластификатор С-3 - 1,0%Ц

13 250 430 860 860 200 3,1 Алюминиевая пудра 0,007%Ц

16 150 250 1277 548 198 6 Суперпластификатор С-3 - 0,2%Ц

Основные результаты по измерению давлению свежего бетона, полученные на опытной площадке, представлены на рисунке 3.13. Как видно из данного рисунка, сразу после устройства буронабивных свай давление на стенки скважины близко к гидростатическому с учетом удельного веса свежего бетона. Затем в течение первых суток указанное давление по всей высоте скважин интенсивно уменьшалось. Давление продолжило снижаться и дальше, но с меньшей интенсивностью. Через 28 суток остаточные давления составляли от 0 до 0,025 МПа. В среднем остаточные давления уменьшились в 6-10 раз по сравнению со значениями, измеренными по окончании бетонирования.

В работе А.М. Дзагова была предложена формула для определения остаточного радиального давления свежего бетона на стенки скважины для литой бетонной смеси, использовавшейся при бетонировании сваи №9 (свойства смеси указаны в таблице 3.6):

аг = 0,6 х "б.с. х I х 1 - exp (-~Г^)]' (31)

где уб.с. - удельный вес литой бетонной смеси, кН/м ;

d - диаметр сваи, м;

H - глубина, м.

Рисунок 3.13 - Изменение радиальных давлений по длине свай №13, №9, №11, №16 после бетонирования (1 - гидростатическое давление бетонной смеси, 2 - после заполнения скважины, 3 - через 2 часа, 4 - через 1 сут, 5 - через 28 суток) [2]

Вывод данной формулы с теоретической точки зрения основывается на допущении, что вследствие трения между бетоном и грунтом ("эффект силоса") практически вся вертикальная нагрузка от собственного веса бетонной смеси воспринимается стенками скважины. Расчетная схема к определению радиальных давлений представлена на рисунке 3.14. В данной расчетной схеме рассматривается равновесие слоя свежего бетона элементарной высоты dH. Для описания связи между вертикальными и горизонтальными напряжениями вводится коэффициент

бокового давления. Для описания связи между трением на контакте грунт/бетон и радиальными давлениями вводится коэффициент трения, то есть связь между этими величинами предполагается прямо пропорциональной. Для определения величин коэффициентов трения и бокового давления А.М. Дзагов использовал результаты, полученные на опытной площадке строительства Загорской ГАЭС. Расчетные значения, полученные по формуле (3.1), показали в итоге хорошее совпадение с опытными результатами [2].

Рисунок 3.14 - Расчетная схема к определению остаточных радиальных давлений [2]

Результаты расчетов остаточного давления свежего бетона по формуле (3.1) для условной буронабивной сваи диаметром 1 метр и глубиной 16 метров представлены на рисунке 3.15. Как видно из данного рисунка, рост радиальных давлений прекращается на глубине 3 м. Это связано с тем, что на данной глубине трение между грунтом и бетоном, величина которого прямо пропорциональна радиальному давлению, становится достаточно большим для полного восприятия вертикальной нагрузки от собственного веса свежего бетона. При этом достигнутая величина радиальных давлений существенно меньше давлений, рассчитанных по гидростатическому закону, как с учетом удельного веса свежего бетона, так и глинистого раствора. Так на глубине 15 метров радиальные давления меньше давления глинистого раствора в 11,5 раз. Таким образом, остаточное давление свежего бетона при устройстве буронабивных свай весьма незначительно. Это в свою очередь позволяет говорить о том, что эффект "отмены давления свежего бетона с течением времени", действующий при бетонировании опалубки, действует и при бетонировании буронабивных свай.

Рисунок 3.15 - Сравнение остаточного радиального давления бетона, рассчитанного по формуле А.М. Дзагова (3.1), с гидростатическим давлением бетона (убет=24 кН/м ) и глинистого

раствора (углин=11 кН/м3)

3.2. Методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта

Ключевыми вопросами для разработки методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменения НДС окружающего массива грунта является определение остаточного и максимального горизонтального давления бетона на стенки траншеи. Рассмотрим данные вопросы по отдельности.

3.2.1. Остаточное горизонтальное давление бетона в результате устройства захватки

стены в грунте

Как показал анализ результатов опытных данных, полученных при бетонировании стен и колонн в опалубке, стен в грунте траншейного типа и буронабивных свай, в динамике давления свежего бетона условно можно выделить две стадии. На первой стадии давление на какой-либо фиксированной глубине (в случае бетонирования стены в грунте или сваи) или высоте (в случае бетонирования в опалубке) возрастает, на второй стадии - падает. Основное различие для рассмотренных случаев состоит в том, до какого уровня падает в итоге давление свежего бетона. В случае нулевых значений остаточного давления или значений существенно более низких, чем

гидростатическое давление глинистого раствора можно говорить об эффекте "отмены давления свежего бетона с течением времени". Как видно из таблицы 3.7, данный эффект действует для стен и колонн, бетонируемых в опалубке, а также для буронабивных свай. При этом в случае бетонирования в опалубке остаточное давление падает до нуля. В случае свай имеется небольшое остаточное давление, определяемое из условия реализации "эффекта силоса", согласно работе А.М. Дзагова [2]. Для стены в грунте эффект "отмены давления свежего бетона с течением времени" не действует. Для определения причины, по которой в одних случаях эффект "отмены давления свежего бетона с течением времени" действует, а в других нет, необходимо выделить фактор, который с одной стороны является общим для вертикальных конструкций, бетонируемых в опалубке и буронабивных свай, а с другой стороны отличает указанные случаи, от случая бетонирования стены в грунте. Данным фактором может являться устойчивость стенок, ограничивающих, свежий бетон в процессе бетонирования. В случае стен и колонн, в качестве данных стенок выступает опалубка, в случае свай и стены в грунте - грунтовый массив, окружающий выемку в грунте (скважину или траншею). Общим для свай (в грунтовых условиях Загорской ГАЭС), стен и колонн является то, что стенки, ограничивающие свежий бетон в процессе бетонирования указанных конструкций, устойчивы сами по себе, без дополнительного противодавления. В случае же стены в грунте грунтовый массив, окружающий траншею, для обеспечения устойчивости нуждается в противодавлении. С учетом данного фактора, выявленную динамику изменения давления можно объяснить следующим образом.

В процессе бетонирования различных конструкций (буронабивных свай, стены в грунте, стен и колонн) на первой стадии происходит увеличение горизонтального давления свежего бетона и одновременно перемещения ограничивающих его стенок (опалубка или грунтовый массив) наружу (в сторону от бетона). Для стены в грунте и свай, для данной стадии можно говорить об активном давлении со стороны свежего бетона и пассивном давлении окружающего грунтового массива. На второй стадии первоначальный рост горизонтального давления свежего бетона сменяется его уменьшением. Это происходит вследствие двух процессов, развивающихся по мере схватывания бетона. Первый процесс представляет собой "эффект силоса", вызванный увеличением трения на контакте бетона с окружающими стенками (опалубка или грунтовый массив), вследствие чего уменьшаются вертикальное давление, действующие внутри свежего бетона. Вероятно, мобилизации указанного трения способствует пластическая усадка свежего бетона. Второй процесс связан с уменьшением коэффициента бокового давления. Оба этих процесса, действуя одновременно, способствуют уменьшению горизонтального давления свежего бетона. В процессе уменьшения горизонтального давления свежего бетона окружающие его стенки начинают двигаться в обратном направлении (в сторону бетона). В случае опалубки и стенок скважин под сваи, которые устойчивы сами по себе, это приводит к падению горизонтальных

напряжений в контактной зоне до нулевых или близких к нулю значений. В случае же стены в грунте, вследствие того, что окружающий траншею грунтовый массив не устойчив сам по себе, пассивное давление грунтового массива сменяется активным по мере обратного движения грунтовых стенок.

Таблица 3.7 - Анализ динамики давления свежего бетона

№ п/п Бетонируемая конструкция Динамика горизонтального давления свежего бетона

1-й этап 2-й этап

1 Стены и колонны, бетонируемые в опалубке Увеличение давления на фиксированной глубине (высоте) за счет увеличения высоты вышележащего слоя свежего бетона Эффект "отмены давления свежего бетона с течением времени". В случае бетонирования в опалубке давления падает до нуля. В случае свай имеется небольшое остаточное давление, определяемое из условия реализации "эффекта силоса"

2 Буронабивные сваи на опытной площадке Загорской ГАЭС*

3 Стена в грунте траншейного типа Давление с течением времени падает, однако остается существенное остаточное давление, которое приблизительно может быть оценено по гидростатическому закону с учетом удельного веса глинистого раствора

* Данные по сваям получены для одной опытной площадки (Загорская ГАЭС). Устойчивость стенок скважин в процессе устройства свай обеспечивалась без противодавления со стороны воды или глинистого раствора (то есть стенки скважины устойчивы сами по себе). Уровень грунтовых находился ниже пяты сваи.

С учетом данного объяснения наблюдаемой динамики давления свежего бетона можно сформулировать следующую гипотезу, объясняющую опытные данные, полученные для стены в грунте: остаточное горизонтальное давление бетона, наблюдаемое на различных объектах при устройстве стены в грунте, равняется сумме активного давления, действующего на бетон со стороны окружающего грунтового массива и порового давления воды.

Остаточное горизонтальное давление бетона, согласно выдвинутой гипотезе, определяется по формуле:

°/h)min = оа+и = Kayh - 2 с^К~а + и, (3.2)

где o(h)min - остаточное горизонтальное давление бетона на стенки траншеи на заданной глубине h ниже уровня поверхности земли, кН/м ; oa - активное давление грунта, кН/м2;

и - поровое давление воды, кН/м2;

Ка - коэффициент активного давления, рассчитываемый по формуле (3.3) у - удельный вес грунта, принимаемый во взвешенном состоянии для водонасыщенных

где ф - угол внутреннего трения, градусы.

С учетом того, что активное давление грунта соответствует эффективным напряжениям, то в соответствии с известным принципом К. Терцаги (3.4) остаточное давление бетона, равняется полным напряжениям в грунте. Принимая это во внимание, подход к определению остаточного горизонтального давления бетона, основанный на выдвинутой гипотезе и формуле (3.2), для удобства будем называть подходом, основанным на полных напряжениях в грунте. Подход С.М. Loreck же к определению остаточных давления бетона, условно можно назвать эмпирическим подходом, что отражает тот факт, что он основан исключительно на опытных данных и для него не выдвинуто какого-либо теоретического обоснования.

Формула для определения полных напряжений в грунтовом массиве в соответствии с принципом К. Терцаги:

где оы - полное напряжение в грунте; Оец- - эффективное напряжение в грунте; и - поровое давление воды.

Для проверки выдвинутой гипотезы было рассмотрено 4 опытных участка (5 опытных захваток стены в грунте), расположенных в Роттердаме, Руане, Севилье и Гонконге. Выбор объектов обусловлен наличием для них опытных данных, как по остаточным давлениям свежего бетона, так и по прочностным характеристикам окружающего массива грунта. Информация по данным объектам взята из работ [79, 101, 102, 109, 144]. Краткое описание инженерно-геологических условий объектов представлено в таблицах 3.8-3.11. Результаты сравнения остаточного горизонтального давления бетона, рассчитанного по формуле (3.2), с результатами мониторинга, а также с гидростатическим давлением глинистого раствора представлены на рисунках 3.16 - 3.21.

грунтов, кН/м3;

И - глубина ниже уровня поверхности земли, м; с - удельное сцепление грунта, кН/м2.

Формула для определения коэффициента активного давления:

(3.3)

= °е// + U,

(3.4)

Таблица 3.8 - Краткая характеристика инженерно-геологических условий опытного участка в Роттердаме [101, 102]

№ п/п Наименование грунта Толщина, м Удельный вес, кН/м3 Ф, град С, кПа

1 Песок 2,5 17,5 29 1

2 Песок 3,25 19,5 29 1

3 Глина 1,7 15,8 15 10

4 Торф 2,4 10,5 13,5 10

5 Глина 6,2 15 15 10

6 Песок 22,45 20 35 0

7 Суглинок 1,75 21,5 24,5 4

Уровень грунтовых вод расположен на глубине 2,5 м

Рисунок 3.16 - Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки №34 стены в грунте в Роттердаме

Рисунок 3.17 - Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки №36 стены в грунте в Роттердаме

Таблица 3.9 - Краткая характеристика инженерно-геологических условий опытного участка в Руане [79]

№ п/п Наименование грунта Толщина, м Удельный вес, кН/м3 Ф, град С, кПа

1 Песчаный насыпной грунт 2,5 20,5 27 10

2 Органическая иловатая глина 5 16 20 0

3 Песчанистые и глинистые илы 6,1 19,5 25 0

4 Иловатые гравелистые пески 2,2 22 35 0

5 Мергель н/д 22 25 100

Уровень грунтовых вод расположен на глубине 2 м

Рисунок 3.18 - Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки стены в грунте в Руане

Таблица 3.10 - Краткая характеристика инженерно-геологических условий опытного участка в Севилье [144]

№ п/п Наименование грунта Толщина, м Удельный вес, кН/м3 Ф, град С, кПа

1 Песчанистый ил 15 18,5 30 0

2 Гравелистый песок 10 21 40 0

3 Мергель >9 20,5 30 10

Уровень грунтовых вод расположен на глубине 4,5 м

Рисунок 3.19 - Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки стены в грунте в Севилье

Таблица 3.11 - Краткая характеристика инженерно-геологических условий опытного участка в Гонконге [109]

№ п/п Наименование грунта Толщина, м Удельный вес, кН/м3 Ф, град С, кПа

1 Песчаный насыпной грунт 6 18 28 0

2 Иловатая глина от текучей до текучепластичной 9,5 18 28 0

Иловатая глина от

3 текучепластичной до полутвердой 6,5 20 33 0

4 Песок 5,8 20 33 0

5 Разрушенный гранит 11,6 20 39 0

6 Скальный грунт нет данных

Уровень грунтовых вод расположен на глубине 3 м

Рисунок 3.20 - Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки стены в грунте в Гонконге

Как видно из рисунков 3.16-3.20, в целом расчетное остаточное горизонтальное давление бетона довольно близко к гидростатическому давлению глинистого раствора. Это объясняется тем, что при высоком уровне грунтовых вод остаточное горизонтальное давление бетона, рассчитанное по формуле, (3.2), приблизительно равняется гидростатическому давлению глинистого раствора (на рассматриваемых объектах уровень грунтовых вод составляет от 2 до 4,5 м).

Сравнение гидростатического давления глинистого раствора с суммой активного давления грунта и порового давления воды, рассчитанной при различных уровнях грунтовых вод (1, 5 и 30 м), представлено на рисунке 3.21. При расчетах для данного рисунка грунтовые условия

3 3

принимались в виде однородного песчаного грунтового массива (уиш^=19 кН/м ; у^=20 кН/м ; ф=30°; с=0 кПа), удельный вес глинистого раствора принимался равным 10,7 кН/м . В соответствии с формулой (3.2) сумма активного и порового давления равняется остаточному давлению бетона. Как видного из рисунка 3.21, при малых глубинах грунтовых вод (1 и 5 м) линия графика для гидростатического давления глинистого раствора располагается существенно ближе к линии графика для суммы активного и порового давления, чем при большой глубине грунтовых вод (30 м).

Рисунок 3.21 - Сравнение гидростатического давления глинистого раствора с полным горизонтальным напряжением в грунте (активное давление грунта плюс поровое давление воды), рассчитанным при различных УГВ - уровнях грунтовых вод (1, 5 и 30 м)

Сравнение отклонений от мониторинга для предлагаемой методики и эмпирического подхода С.М. Loreck представлено в таблице 3.12. Как видно из данной таблицы, на объектах в Роттердаме и Руане отклонения от мониторинга для предлагаемой методики и эмпирического подхода С.М. Loreck отличаются незначительно. На объекте в Гонконге предлагаемая методика дает существенно лучшее совпадение с мониторингом, чем эмпирический подход С.М. Loreck, на объекте в Севилье наблюдается обратная картина. В целом имеющейся эмпирический материал (5 захваток стены в грунте) не позволяет сделать однозначный вывод, какой метод для определения

остаточного горизонтального давления бетона дает более точные результаты (предлагаемый метод, основанный на полных напряжениях в грунте, или чисто эмпирический метод С.М. Loreck). С учетом того, что предлагаемый метод имеет теоретическое обоснование, на текущем уровне знаний об изменении во времени давления свежего бетона на стенки траншеи, вероятно, он является более предпочтительным.

Таблица 3.12 - Сравнение отклонений от мониторинга при определении остаточного горизонтального давления свежего бетона для предлагаемой методики и эмпирического подхода С.М. Ьэгеск

Среднее отклонение от мониторинга, %

№ Объект Предлагаемая методика (расчет по формуле 3.2) Эмпирический подход С.М. Loreck (гидростат. давление глинистого раствора)

1 Роттердам (захватка №34) 18 15

2 Роттердам (захватка №36) 11 9

3 Руан 27 28

4 Севилья 30 20

5 Гонконг 3 15

3.2.2. Максимальное горизонтальное давление свежего бетона в процессе бетонирования

захватки стены в грунте

Основные результаты исследований, представленные в настоящем пункте диссертации, опубликованы в статье автора и его научного руководителя: Д.К. Минакова и О.А. Шулятьева [51]. Данная статья входит в список работ, опубликованных автором по теме диссертации (приложение 5).

С учетом того, что грунт ведет себя не упруго и его свойства зависят от истории нагружения, при расчетах изменения НДС грунтового массива в результате бетонирования стены в грунте необходимо знать не только остаточное горизонтальное давление на контакте грунт/бетон, но также и максимальный достигнутый в процессе бетонирования уровень горизонтального давления. Для определения максимального давления бетона в настоящий момент чаще всего используется билинейная зависимость (1.6), предложенная M.L. Lings с соавторами.

Рассматриваемая билинейная зависимость (1.6) была верифицирована M.L. Lings с соавторами на опытных данных, собранных на трех различных площадках в Кембридже, Осло и Севилье. В результате данной верификации было установлено, что распределение

максимального давления свежего бетона на стенки траншеи может быть представлено в соответствии с предложенной билинейной зависимостью.

При использовании билинейной зависимости важным является как можно более точное определение критической глубины. На основании анализа опытных данных с трех площадок (Кембридж, Осло и Севилья) M.L. Lings с соавторами [104] предложил принимать критическую глубину равной:

Нкрит=Н/3, (3.5)

где H - глубина стены в грунте, м.

В работе С.М. Loreck [107] представлен большой массив опытных данных по измерению давления свежего бетона на стенки траншеи. Указанный массив данных позволяет решить две актуальных задачи: проверить возможность аппроксимации максимальных давлений свежего бетона на стенки траншеи билинейной зависимостью и определения критической глубины по формуле (3.5). Общее количество рассмотренных для решения указанных задач опытных захваток стены в грунте равняется десяти, включая три захватки (Кембридж, Осло и Севилья), рассмотренные в работе M.L. Lings с соавторами [104]. Опытные данные по максимальным давлениям свежего бетона, полученные на различных площадках и не рассмотренные в работе [104], а также их аппроксимация билинейной зависимостью, выполненная автором настоящей диссертации, представлены на рисунке 3.22.

Как показал анализ опытных данных (таблица 3.13), полученных при различных инженерно-геологических условиях (таблица 3.4), реальные значения критической глубины колеблются в широких пределах от 0,14 до 0,57Н, в большинстве случаев существенно отклоняясь от предсказанного M.L. Lings с соавторами значения равного 0,33Н. Таким образом, можно сделать вывод о том, что, хотя опытные данные и могут быть аппроксимированы билинейной зависимостью, но значение критической глубины не может быть определено с приемлемой точностью по формуле (3.5).

Таблица 3.13 - Сводная таблица по опытным захваткам стены в грунте

№ Город, год Глубина стены в грунте Н, м Средняя скорость бетонирования V, м/час Критическая глубина Нкрит, м Нкрит (мониторинг)/ Н

Мониторинг M.L. Lings с соавторами [104] (Нкрит=Н/3)

1 Осло, 1972 20 н/д 6 6,7 0,30

2 Севилья, 1977 34 н/д 10 11,3 0,29

3 Париж, 1979 20,4 9,65 11,6 6,8 0,57

4 Кембридж, 1994 17 5 5 5,7 0,29

5 Гамбург, 1994 25 5,1 6,2 8,3 0,25

6 Руан, 2002 16,5 4,1 4,2 5,5 0,25

7 Амстердам, 2002 (захватка № 3) 55 16,1 14,4 18,3 0,26

8 Амстердам, 2002 (захватка № 4) 30 7,1 11,4 10,0 0,38

9 Роттердам, 2005 (захватка №34) 41 7,6 8 13,7 0,20

10 Роттердам, 2005 (захватка №36) 41 6,5 5,7 13,7 0,14

Рисунок 3.22 - Определение критической глубины (Нкрит) на основании опытных данных,

представленных в работе С.М. Ьогеск