Glavne značilnosti stisljivosti zemljine so skupni deformacijski modul E ali koeficient relativne stisljivosti, koeficient bočnega raztezanja (Poissonovo razmerje) in koeficient bočnega tlaka.

1. Relativni koeficient stisljivosti. Pri izračunu sedimenta se pogosto uporablja faktor relativne stisljivosti, ki je določena s formulo:

Izrazimo izraz iz formul in . Izenačimo desne strani teh izrazov in jih rešimo glede na m v , dobimo:

oz m v *p i =s i /h

to. relativni koeficient stisljivosti je enak relativnemu posedku s i/h , na enoto efektivnega tlaka.

2. Skupni deformacijski modul E je koeficient sorazmernosti med napetostmi in relativnimi deformacijami. Določa se v terenskih in laboratorijskih pogojih. Najpogostejša metoda je izvedba preskusov stiskanja, ki jim sledi obdelava. V tem primeru bo modul skupne deformacije enak:

;

Kje β – koeficient, ki upošteva nezmožnost bočnega širjenja tal (za pesek in peščeno ilovnato β = 0,76, ilovica β = 0,63, glina β = 0,42.

Pri preskušanju tal s premerom d žig na podlagi rezultatov laboratorijskih preiskav, E določen z izračunom po formuli

E=(1-ν 2)*w*d*∆p/∆S

3. Koeficient bočnega tlaka ξ se šteje kot razmerje med prirastkom bočnega tlaka (ali) in prirastkom efektivnega navpičnega tlaka ob obvezni odsotnosti bočnih deformacij:

Glede na eksperimentalne podatke se vrednosti koeficientov bočnega tlaka spreminjajo v naslednjih mejah: za peščena tla ξ = 0,25-0,37, glinast ξ = 0,11-0,82. Magnituda ξ določeno v napravah za triosno stiskanje.

4. Koeficient bočnega raztezanja ν tal (Poissonovo razmerje) je enako razmerju relativnih horizontalnih deformacij vzorca ε x na relativno navpično ε z , tj.

ORGANIZACIJSKI STANDARD

Deformacija
in lastnosti trdnosti
Jurska glinasta tla Moskve

STO 36554501-020-2010

Moskva

Predgovor

Standardne podrobnosti:

1 RAZVIL IN PREDSTAVIL Laboratorij za elektrotehnične tehnologije (vodja laboratorija - kandidat za tehnične vede Kh.A. Dzhantimirov) Raziskovalni inštitut-OSP poimenovan po. N.M. Gersevanov - Inštitut OJSC "Nacionalni raziskovalni center "Gradbeništvo" pod vodstvom. znanstveni sodelavka, kand. tehn. znanosti O.I. Ignatova

3 ODOBRENA IN ZAČELA VELJAVITI z odredbo generalnega direktorja OJSC »Znanstveno raziskovalni center »Gradbeništvo« z dne 10. februarja 2010 št. 27

4 PRVIČ PREDSTAVLJENO

Uvod

V zvezi z intenzivnim razvojem v zadnjih letih gradnje visokih in visokih stavb z globokim podzemnim delom in podzemnimi konstrukcijami v Moskvi se je pojavila potreba po oceni konstrukcijskih lastnosti tal, ki se nahajajo na velikih globinah. Ta tla vključujejo tla jurskega, krednega in karbonskega obdobja.

Ocenjevanje značilnosti teh tal na podlagi statistične posplošitve zbranih arhivskih podatkov geotehničnih raziskav je nujna naloga.

Za izvedbo dela so bili zbrani arhivski materiali laboratorijskih in terenskih preizkusov predkvartarnih tal v Moskvi iz poročil o inženirsko-geoloških raziskavah 40 organizacij, ki izvajajo geodetska dela v mestu, ki jih je inštitut prejel za posebne projektne objekte.

Ta standard zagotavlja rezultate raziskav za Jurassic J 3 glinasta tla.

V delu so predstavljeni rezultati študij razmerja med modulom deformacije glede na teste z žigom in upornostjo tal pod stožcem sonde za jurske gline Moskve, ki pa so temeljile na malo statističnega materiala.

Na podlagi raziskav, izvedenih za jurska ilovnata tla, so bile sestavljene tabele standardnih in izračunanih vrednosti lastnosti trdnosti in deformacije ter določeni koeficienti prehoda od modulov deformacije stiskanja do modulov žiga. Za te zemljine je bila pridobljena tudi enačba za oceno deformacijskega modula na podlagi rezultatov statičnega sondiranja. Rezultati raziskave so bili objavljeni v delu.

Te rezultate je priporočljivo uporabiti v praksi geotehničnih raziskav, načrtovanja in gradnje temeljev in temeljev, kar bo povečalo zanesljivost deformacijskih in trdnostnih karakteristik, ki se uporabljajo pri izračunih temeljev.

ORGANIZACIJSKI STANDARD

DEFORMACIJSKE IN TRDNOSTNE ZNAČILNOSTI JURSKE GLINENE TLA MOSKVE Deformacijske in trdnostne lastnosti jurske glinene prsti v Moskvi

Datum uvedbe 2010-02-25

1 področje uporabe

1.1 Ta standard se uporablja za določanje deformacijskih in trdnostnih značilnosti jure J 3 glinasta tla Moskve. Ta tla so bila predstavljena z naslednjimi sedimenti: J 3 ν - Volgijska stopnja; J 3 vol- Oksfordski oder in J 3 kl- Callovian stadij. V tabeli podani so razponi variacije in povprečne vrednosti glavnih fizičnih značilnosti tal navedenih nahajališč.

1.2 Standard je namenjen določanju standardnih in izračunanih vrednosti deformacijskih in trdnostnih značilnosti tal z uporabo tabel in enačb glede na njihove fizikalne lastnosti in podatke statičnega sondiranja.

1.3 Tabele in enačbe za določanje standardnih in izračunanih vrednosti deformacijskih in trdnostnih značilnosti tal se priporočajo za predhodne izračune temeljev in temeljev zgradb in objektov I stopnje odgovornosti ter končne izračune temeljev. ter temelje zgradb in objektov II in III stopnje odgovornosti.

Kazalo	Značilne vrednosti	ρ , t/m 3	e	w L, %	Ip, %	jaz L	h, m
J 3 ν		1,72	0,48			0,25
		2,14	1,14			0,90
	Povprečje	1,92	0,77			0,29
J 3 vol		1,62	0,82			0,26
		1,93	1,52			0,40
	Povprečje	1,75	1,20			0,04
J 3 kl		1,74	0,60			0,36
		2,04	1,22			0,35
	Povprečje	1,84	0,98			0,06

2 Normativne reference

Statično sondiranje tal je bilo izvedeno s sondo tipa II po GOST 19912.

Kompresijski preskusi tal so bili izvedeni v skladu z GOST 12248 za tla z naravno vlago. Za raziskavo so bili uporabljeni rezultati preizkusov s končno vertikalno obremenitvijo R≥ 0,5 MPa. Vrednosti modulov deformacije stiskanja so bile izračunane v območju obremenitev 0,2 - 0,5 MPa.

Vrednote φ in z so bili določeni na podlagi podatkov konsolidirano-dreniranih preskusov za strižna tla z naravno vlago v skladu z GOST 12248.

Fizikalne lastnosti tal so bile določene v skladu z GOST 5180.

3.3 Za sestavo tabel standardnih in izračunanih vrednosti deformacijskih in trdnostnih značilnosti tal med statistično obdelavo materialov je bil uporabljen aparat za korelacijsko-regresijsko analizo, ki omogoča vzpostavitev korelacijskih in regresijskih enačb med mehanskimi značilnostmi. E, φ in z na eni strani ter fizikalne lastnosti in podatki o statičnem sondiranju q z drugim. Tesnost povezave je označena s korelacijskim koeficientom R in srednje kvadratno (standardno) odstopanje S(prijava).

V korelacijski analizi so bile uporabljene naslednje fizikalne lastnosti: število plastičnosti jaz r kot pokazatelj vrste ali vsebnosti gline v tleh; koeficient poroznosti e kot indikator gostote tal v naravni pojavi in ​​indikator fluidnosti jaz L kot pokazatelj stanja tal po konsistenci.

3.4 Izvedene so bile korelacijske študije med standardnimi vrednostmi mehanskih in fizikalnih lastnosti ter odpornostjo na sondiranje q, definiran kot aritmetična sredina delnih vrednosti inženirskih geoloških elementov (IGE), ugotovljenih med raziskavami (GOST 20522).

Za določitev standardnih in računskih vrednosti E, φ in z Glede na tabele in enačbe je treba uporabiti standardne vrednosti fizikalnih lastnosti in odpornosti na sondiranje q za IGE.

4 Določitev deformacijskega modula s fizikalnimi lastnostmi

4.1 Standardne vrednosti modula deformacije polja E vzeti v skladu z enačbo () ali tabelo. , sestavljen na podlagi statistične obdelave rezultatov preskušanja tal z žigom in tlakometrom (sl.).

Fluktuacijajaz L	Standardne vrednosti modula deformacije E, MPa, pri koeficientu poroznosti e, enako
	0,6 - 0,7	0,8 - 0,9	1,0 - 1,1	1,2 - 1,3	1,4 - 1,5
0,25 ≤ jaz L ≤ 0
0 < jaz L ≤ 0,25
0,25 < jaz L ≤ 0,5
0,5 < jaz L ≤ 0,75

Slika 1- Odvisnost modula deformacije glede na podatke o žigu ( E m) In
tlakometrija ( En) testi ( n IGE = 75; n i= 280) iz koeficienta
poroznost e in stopnja prometa jaz L za jurska ilovnata tla:
jaz L:1 - (-0,25); 2 - 0,0; 3 - 0,25; 4 - 0,5; 5 - 0,75

5 Določitev modula deformacije iz podatkov statičnega sondiranja

5.1 Standardne vrednosti modula deformacije polja E je treba upoštevati glede na upornost tal pod stožcem sonde q po enačbi (), dobljeni na podlagi statistične obdelave rezultatov preskušanja tal z žigom, tlakomerom in statičnim sondiranjem (sl. ).

Slika 2- Odvisnost modula deformacije E po podatkih žiga
in presometrični preskusi upornosti tal
pod stožcem sonde q :
eksperimentalne točke: 1 - Za J 3 vola; 2 - Za J 3 ν; 3 - zasvojenost E = f(q)

6 Koeficienti prehoda od kompresijskega modula deformacije do modula matrice

6.1 Faktorji prehoda m k od kompresijskega modula deformacije do matrice je treba vzeti eno ali odvisno od koeficienta poroznosti e in stopnja prometa jaz L(tabela), ali glede na število plastičnosti jaz r in stopnja prometa jaz L(Tabela).

Fluktuacijajaz L	Vrednosti koeficientovm kpri koeficientu poroznosti e, enako
	0,6 - 0,8	0,9 - 1,1	1,2 - 1,5
0,25
0,25
0,75

Fluktuacijajaz L	Vrednosti koeficientovm kpri številki plastičnostiIp enaka
	≤ 7	8 - 17	18 - 30	31 - 50
0,25
0,25
0,75

Slika 3- Odvisnost koeficienta m k na koeficient poroznosti e
in stopnja prometa jaz L za jurska ilovnata tla
(n = 32; m k = 2,47 + 0,53e - 1,60jaz L; R = 0,79; S = 0,42):
jaz L:

Slika 4- Odvisnost koeficienta m k od števila plastičnosti jaz r
in stopnja prometa jaz L za jurska ilovnata tla
(n = 32; m k = 2,51 + 0,02jaz r - 1,24jaz L; R = 0,83; S = 0,38):
jaz L:1 - (-0,25); 2 - 0,0; 3 - 0,25; 4 - 0,5; 5 - 0,75

Pri uporabi koeficientov m k glede na tabelo in za prilagoditev modulov deformacije stiskanja je treba slednje izračunati v območju navpičnih tlakov 0,2 - 0,5 MPa in vrednosti koeficientov β , ob upoštevanju nezmožnosti bočnega širjenja tal v kompresijski napravi, je 0,4 za gline, 0,62 za ilovice in 0,72 za peščene ilovice.

7 Določitev trdnostnih lastnosti na podlagi fizikalnih lastnosti

7.1 Standardne vrednosti trdnostnih lastnosti jurskih glinenih tal - kot notranjega trenja φ in specifično oprijemljivost z, dobljeno iz rezultatov konsolidirano-dreniranih (CD) strižnih preskusov tal, je treba določiti glede na število plastičnosti jaz r in stopnja prometa jaz L po enačbah () in () ali tabeli. (Sl. in):

Fluktuacijajaz L Značilna oznaka Standardne vrednosti φ ° in z, kPa, pri številu plastičnostijaz r,% enako ≤ 1 8 - 17 18 - 30 31 - 40 41 - 50 0,25 ≤ jaz L ≤ 0 φ ° z, kPa 0 < jaz L ≤ 0,25 φ ° z, kPa 0,25 < jaz L ≤ 0,5 φ ° z, kPa 0,5 < jaz L ≤ 0,75 φ ° z, kPa 7.2 Projektne vrednosti φ in z je treba izračunati na podlagi standardnih vrednosti (tabela) in jih zmanjšati za vrednost intervala zaupanja Δ, izračunanega po metodi pribl. 2 SRT z verjetnostjo zaupanja α = 0,85 in α = 0,95 (SP 50-101). Interval zaupanja Δ za φ in z je: Δ φ = 1° Δ z= 7 kPa (pri α = 0,85); Δ φ = 2° Δ z= 11 kPa (pri α = 0,95). Slika 5- Odvisnost kota notranjega trenja φ ° od števila plastičnosti jaz r in stopnja prometa jaz L Dodatek A J 3v- Zgornjejurski nanosi volgijske stopnje J 3 vola- Zgornjejurske usedline oksfordske stopnje J 3cl- Zgornjejurski sedimenti kalovijske stopnje ρ - gostota tal e- koeficient poroznosti tal jaz r- število plastičnosti tal jaz L- indikator fluidnosti tal h- globina vzorčenja tal ali testiranje z žigom (presiometer) E w - modul deformacije glede na rezultate preskusov žigosanja E n - modul deformacije glede na rezultate presometričnih preskusov q- upornost zemljine pod stožcem sonde med statičnim sondiranjem KD - prerez utrjenih dreniranih tal R- korelacijski koeficient S- standardni odklon (standardni odklon) Dodatek B Za preučevanje odnosov med mehanskimi pri in fizično x i značilnosti je bil uporabljen aparat korelacijske in regresijske analize. Izračuni so bili izvedeni na računalniku s standardnim programom, ki omogoča konstrukcijo linearne odvisnosti oblike po metodi najmanjših kvadratov. Za aproksimacijo nelinearne povezave se najpogosteje uporablja polinom ali enačba 2. ali 3. stopnje (). Ker pa so statistične ocene v teoriji korelacije razvite samo za linearne odvisnosti, je treba nelinearne odvisnosti pretvoriti v linearne z zamenjavo spremenljivk. m- povprečno število definicij φ in z v IGE; n- skupno število standardnih vrednosti φ in z(skupno število IGE); d 2 - funkcija, ki označuje spremembo širine intervala zaupanja vzdolž odvisnosti. Treba je opozoriti, da vrednost d 2 /n pri teh vrednostih n, ki se je zgodila v proučevanem vzorcu eksperimentalnih podatkov, izkazalo za zanemarljivo majhno. Izračunane vrednosti φ in z izračunano z verjetnostjo zaupanja α = 0,85 in α = 0,95, regulirano

Oris predavanja:

1. Splošne določbe.

2. Deformacijske lastnosti tal zaradi naravnih razmer.

3. Deformacijske lastnosti tal zaradi zunanje obremenitve.

4. Elastične deformacije.

5. Dejavniki, ki določajo elastične lastnosti tal.

6. Mehanizem plastičnih deformacij.

7. Izdelava kompresijske krivulje.

8. Indikatorji deformacije.

9. Utrjevanje tal.

10. Učinkovit in nevtralen pritisk.

11. Metodologija določanja deformacijskih lastnosti zemljin.

1. Splošne določbe

Mehanske lastnosti zemljin se pokažejo, ko so izpostavljene zunanjim obremenitvam.

Mehanske lastnosti so razdeljene na naslednje vrste:

– deformacija;

– moč;

– reološki.

Deformacijske lastnosti označuje obnašanje tal pod obremenitvami, ki ne presegajo kritičnih. To pomeni, da ne vodi do uničenja tal.

Lastnosti trdnosti označujejo obnašanje tal pri obremenitvah, ki so enake ali večje od kritičnih, in se določijo šele, ko so tla uničena.

Reološke lastnosti karakterizira obnašanje tal pod obremenitvami skozi čas.

Deformacija je gibanje telesnih delcev pod vplivom mehanskih obremenitev.

V regulativnih dokumentih se uporablja izraz deformacija tal in te deformacije niso povezane z zunanjimi obremenitvami, na primer z deformacijami nabrekanja itd.

Zato je treba izraz deformacijske lastnosti tal v praksi razlikovati glede na vrsto vpliva na tla:

1. Deformacije, povezane z vplivom naravnih razmer na tla.

2. Deformacije, povezane z zunanjo obremenitvijo tal.

2. Deformacijske lastnosti tal zaradi naravnih danosti

Deformacija otekline se ocenjuje preko indikatorja εSW (relativna napetost nabrekanja). Izračuna se na naslednji način (slika 7.1):

ε SW = h h

kjer je h začetna višina vzorca;

∆h – povečanje višine vzorca pri namakanju.

Slika 7.1 – Shema za izračun relativne deformacije nabrekanja

Narava nabrekanja - nabrekanje nastane zaradi premikanja strukturne rešetke kristalov z molekulami vodne raztopine.

Pogreznjena deformacija se ocenjuje preko kazalnika εS (relativna ugreznina), ki se izračuna na naslednji način (slika 7.2):

Slika 7.2 – Shema za izračun relativne ugrezne deformacije

Narava posedanja – pri namočenju tal pride do uničenja strukturnih vezi in tla se lahko brez obremenitve deformirajo.

Ocenjuje se zmrzal preko indeksa relativne deformacije zaradi zmrzali εfn, ki je določena s formulo (slika 7.3):

				h od − h o

kjer je hof višina zmrznjene zemlje;

ho je začetna višina tal pred zmrzovanjem.

Slika 7.3 – Shema za izračun relativne deformacije zmrzali tal

Narava zmrzali je, ko temperatura pade< 0 °С вода в порах грунта замерзает и расширяется, что вызывает деформацию грунта.

Zgornje vrste deformacije tal so povezane z naravnimi dejavniki. Spodaj bomo obravnavali deformacije, povezane z obremenitvijo tal.

3. Deformacijske lastnosti zemljin zaradi zunanje obremenitve - splošne določbe

A). Koncept stresa. b). Vrste deformacij.

V). Razmerje med stresom in obremenitvijo.

A). Koncept stresa

Da bi razumeli to gradivo, razmislimo o pojmih napetosti v tleh.

Zunanje obremenitve, ki se prenašajo na tla, so mehanske napetosti, ki so merilo teh zunanjih sil (slika 7.4). Mehanska obremenitev se nanaša na silo, ki deluje na enoto površine tal.

Slika 7.4 – Shema porazdelitve zunanjih in notranjih sil, ki delujejo v prostornini tal v točki M

Iz slike 7.4 je razvidno, da na vsako točko v masi tal (M) delujejo tri sile (P). Te sile se razčlenijo na normalne (σ) in tangencialne (τ) napetosti. Normalne napetosti delujejo normalno na mesto, tangencialne napetosti pa vzdolž njega (slika 7.5).

		τ yz	τ xz
					τ zx
				τ yx
		τ zy
			τ yx

Slika 7.5 – Komponente tangencialne (τ ij) in normalne (σ i) napetosti

Skupek vseh napetosti za vsa območja, ki potekajo skozi točko M, označuje napetostno stanje v točki. Določen je s tenzorjem napetosti (Tσ), katerega komponente so tri normalne (σ x, σ y, σ z) in šest tangencialnih (τ xy = τ yx, τ yz = τ zy, τ zx = τ xz) poudarja.

b). Vrste deformacij

Glede na vrsto obremenitve tal ločimo naslednje vrste deformacij:

– linearni;

– tangente;

– voluminozna.

Linearne deformacije so posledica normalnih napetosti (σ). jaz-

Roj linearnih deformacij je relativna linearna deformacija (e), ki je določena s formulo:

e = h h0

∆h

kjer je h 0 začetna višina vzorca; h je višina vzorca, ko je obremenjen;

∆h – prirastek (zmanjšanje) dolžine vzorca ob obremenitvi.

Tangentne deformacije ki jih povzročajo tangencialne napetosti (τ). Mera tangencialne deformacije je relativna strižna deformacija (γ), ki je določena s formulo:

γ =
l h 0 o

kjer je h o začetna višina vzorca;

s – velikost premika pod vplivom tangencialnih napetosti.

Volumetrične deformacije so posledica obsežne obremenitve telesa. Mera prostorninske deformacije je relativna prostorninska deformacija (e v ), ki se določi po formuli:

e v = V V

kjer je V začetni volumen telesa;

V1 – prostornina telesa, pridobljena med obremenitvijo;

V je absolutna sprememba prostornine med obremenitvijo.

V = V V − V1

V). Povezava med napetostmi in deformacijami tal

Eno glavnih vprašanj talne znanosti (mehanike tal) je ugotavljanje razmerja med napetostmi in deformacijami v tleh.

IN Na splošno je to razmerje nelinearno in odvisno od številnih dejavnikov. Nemogoče je upoštevati vse dejavnike, zato do danes ni enačbe, ki bi opisala te interakcije.

IN talna znanost (mehanika tal) uporablja Hookove enačbe.

Hookov zakon je zapisan takole:

– za linearne deformacijeσ = E·e, kjer je E Youngov modul (modul elastičnosti);

– za tangencialne deformacijeτ = γ·G, kjer je G modul strižne elastičnosti;

– za volumetrične deformacijeσ v = K·e V, kjer je K modul nasipne elastičnosti.

V praksi se pri napovedovanju stabilnosti inženirskih objektov najpogosteje uporabljajo linearne deformacije e. Pri reševanju posameznih problemov se uporabljajo tangentne in volumetrične. Zato se bomo v nadaljevanju osredotočili na linearne deformacije.

Linearne deformacije

Ko na tla deluje zunanja obremenitev, se v njej najprej pojavijo elastične deformacije, nato plastične in destruktivne (slika 7.6).

eu

e n e r

Slika 7.6 – Shema nastanka elastičnih (1), plastičnih (2) in destruktivnih (3) deformacij

4. Elastična deformacija

Pod elastičnimi (volumetričnimi) deformacijami tal razumemo kot deformacijo

cij, ki se obnovijo, ko se odpravijo (odstranijo) sile, ki jih povzročajo (slika 7.7).

a) Mehanizem elastične deformacije naslednji: pri obremenitvi zemljine nastanejo v njej normalne in tangencialne napetosti. Normalne napetosti povzročijo spremembo razdalje med atomi kristalne mreže. Z odstranitvijo obremenitve se odpravi vzrok, ki nastane zaradi spremembe medatomske razdalje, atomi se vrnejo na prvotno mesto in deformacija izgine.

Če normalne napetosti dosežejo vrednosti medatomskih vezivnih sil (velikost strukturnih vezi v tleh), potem pride do krhkega uničenja tal z odtrganjem.

Struktura

Slika 7.7 – Shema nastanka elastičnih deformacij na nivoju: 1 – kristal; 2 – konstrukcijska povezava; 3 – tla

Grafična odvisnost napetosti in deformacije tal je prikazana na sliki 7.8.

	e pril.

Slika 7.8 – Odvisnost napetosti in deformacij tal pri obremenitvi OA in razbremenitvi AO

Iz slike 7.8 je razvidno, da se tla ob obremenitvi deformirajo vzdolž segmenta OA po linearni odvisnosti. Pri razbremenitvi zemljina popolnoma obnovi svojo obliko, kar dokazuje razbremenilna veja AO, ki ponavlja obremenilno vejo OA.

Zato deformacija e arr. – obstaja elastični del celotne deformacije.

b) Merilo elastičnih deformacij je modul elastičnosti (Youngov modul), ki je določen z odvisnostjo (slika 7.9):

E = σ

e pril.

kjer je σ napetost; e nadaljevanje – relativna deformacija tal.

e nadaljevanje

Slika 7.9 – Shema za določanje Youngovega modula

Merilo prečnih deformacij je Poissonovo razmerje, ki se določi po formuli:

μ = e trans.

kjer je e čez – relativne prečne deformacije.

e trans. = d d

e prod – relativne vzdolžne deformacije.

e nadaljevanje = h h

c) Metoda za določanje elastičnih lastnosti pasme vključujejo:

– izdelava vzorca v obliki valja z višinskim razmerjem ( h) do premera (d), ki je enak 2 ÷ 4;

– nalaganje vzorca skozi stiskalnico;

– merjenje vzdolžnih in prečnih deformacij na vsaki stopnji obremenitve;

– izračun kazalnikov.

5. Dejavniki, ki določajo elastične lastnosti tal

Glavni dejavniki, ki določajo elastične lastnosti kamnin, vključujejo:

– lomljenje (poroznost);

– strukturne povezave;

– mineralna sestava.

Elastične deformacije se v veliki meri kažejo v kamnitih tleh, v razpršenih tleh pa so podrejenega pomena. Zato bomo dejavnike, ki vplivajo na elastične lastnosti zemljin, obravnavali v skupinah.

Kamnita tla

V večini kamnitih tal se elastično območje ohrani do napetosti, ki znašajo 70–75 % pretržne napetosti.

Zlom (poroznost)

Vpliv razpokanosti in poroznosti na elastične lastnosti zemljin je pomemben. Na sliki 7.10 je prikazana odvisnost modula elastičnosti od poroznosti.

Slika 7.10 – Odvisnost modula elastičnosti (E) zemljin različnih sestav od poroznosti (n):

1 – migmatiti in granitoidi;

2 – graniti;

3 – gabro in diabaz;

4 – labradoriti;

5 – železovi kvarciti;

6 – kvarciti in peščenjaki;

7 – karbonatna tla;

8, 9, 10 – bazični, srednji in kisli izlivi; 11 – tufi in tuf brečki.

Iz slike 7.10 je razvidno, da se s povečanjem poroznosti od 1 do 20 % modul elastičnosti zmanjša za 8-krat. Podoben vzorec je značilen za razpokana tla (slika 7.11). Z naraščajočo lomljenostjo se modul elastičnosti E zmanjša za 3-krat.

Slika 7.11 – Odvisnost dinamičnega modula elastičnosti (ED) zemljin od stopnje tektonske motnje:

I – rahlo zlomljen;

II – zmerno zlomljen;

III – močno zlomljen;

1 – gabro-doleriti;

2 – porfirni bazalti;

3 – apnenci, dolomiti, laporji;

4 – peščenjaki, meljevci in muljevci;

5 – pirotin-halkopiritne rude.

Mineralna sestava

Elastični parametri so precej prizadeti. Če so ostali pogoji enaki, bodo elastične konstante tal višje, čim višje so te konstante za kamenotvorne minerale.

Strukturne povezave

Po lomljenju so odločilni dejavnik, ki vpliva na elastične lastnosti tal. Torej, v magmatske prsti, kjer je cement matična kamnina magme, se bo modul elastičnosti spremenil od E = 40÷ 160 GPa. IN metamorfni, kjer je cement rekristalizacijska matična kamnina, so vrednosti modula elastičnosti nižje – E = 40÷120 GPa. IN sedimentne kamnine, kjer so cement soli, oborjene iz infiltracijskih raztopin, je vrednost modula minimalna - E = 0,5÷ 80 GPa (slika 7.12).

Slika 7.12 – Razmerje med materialom togih strukturnih povezav

in modul elastičnosti kamnitih tal

U Pri razpršenih zemljinah je elastični modul določen predvsem z vrsto konstrukcijskih povezav (slika 7.13). Torej, v trdih glinah s togimi strukturami -

vezi, E = 100÷ 7600 MPa, pri fluidno-plastičnih, kjer povezave praktično ni, je modul E = 2,7÷ 60 MPa, tj. E se zmanjša za 30÷ 100-krat.

trdno (togo) tekoče plastično (vodno-kaloidno)

Slika 7.13 – Razmerje med vrstami strukturnih vezi in modulom elastičnosti za glino

Številčne vrednosti nekaterih kamnitih in polkamnitih tal so podane v tabeli 7.1.

Tabela 7.1 – Vrednosti značilnosti elastičnih lastnosti kamnin in polkamnin

	Modul elastičnosti,	Križni koeficient
	103 MPa (Young's)	sev (Poisson)
Apnenec šibek
Peščenjak je gost
Peščenjak šibek

1 mPa – 10 kgf/cm2

6. Mehanizem plastične deformacije

Plastične deformacije razumemo kot deformacije, ki se ne obnovijo, ko se odpravijo (odstrani) sile, ki jih povzročajo (slika 7.14).

V klasični obliki se plastične deformacije v elastičnih telesih oblikujejo na naslednji način: ko je material obremenjen, se v njem pojavijo normalne in tangencialne napetosti. Pod vplivom tangencialnih napetosti se en del kristala premika glede na drugega. Ko se obremenitev odstrani, ta gibanja ostanejo, tj. pride do plastične deformacije (glej sliko 7.14). Normalne napetosti tvorijo elastične deformacije.

Slika 7.14 – Shema plastične deformacije in duktilnega loma pod vplivom tangencialnih napetosti:

A – nenapeta rešetka;

b – elastična deformacija;

c – elastična in plastična deformacija; d – plastična deformacija;

d, f – plastični (duktilni) zlom kot posledica striga

Elastično telo razumemo kot material, v katerem ni por ali razpok. V tleh so vedno pore in razpoke. Zato je mehanizem nastanka plastičnih deformacij nekoliko drugačen od klasičnega.

Pri obremenitvi zemljin, zlasti razpršenih in zelo poroznih, nastanejo v njih normalne in tangencialne napetosti. Pod vplivom normalnih napetosti se najprej oblikujejo elastične deformacije (manjše), nato pa se zaradi zmanjšanja por v tleh delci tal premaknejo relativno drug na drugega. Ta gibanja pod vplivom normalnih napetosti se končajo, ko se porni prostor napolni z delci zemlje. Nato po klasični shemi pridejo v poštev tangencialne napetosti, ki tvorijo klasični del plastičnih deformacij.

	σ tesnilo
	∆h1	∆h2
Slika 7.15 – Shema nastanka plastičnih deformacij v tleh:
a – začetno stanje tal;
b – tla pod normalnimi napetostmi
	stisnjen (skrčen) (σ zbit)
c – zemljina (delci) pod vplivom strižnih napetosti
	premaknjen (premaknjen).
Od tod skupna (skupna) relativna deformacija tal:

e poln = e skupaj =			h 1 + h 2
e konc. =			e s.p. =

Tako so v zemljinah plastične deformacije (e p.) dejansko sestavljene iz tlačnih deformacij (e stis.) in dejanske plastične e.s.p. , tj.

e p.=e stisniti. + e s.p. = e skupaj

Hkrati je delež dejanskih plastičnih deformacij v sestavi skupnih zanemarljiv. Zato geologi v praksi delamo s kompresijsko deformacijo, ki ji pravimo stisljivost.

Stisljivost se nanaša na sposobnost tal, da zmanjšajo prostornino (usedejo) pod vplivom zunanjega pritiska (normalne napetosti).

7. Konstrukcija kompresijske krivulje

Kazalnike stisljivosti določimo v laboratoriju v enodimenzionalnih pogojih.

noični (linearni) problem. Takšna vrsto preskušanja tal, brez možnosti bočnega raztezanja, imenujemo kompresija, napravo pa odometer (slika 7.16).

Slika 7.16 – Diagram kompresijske naprave (števec kilometrov) 1 – števec kilometrov, 2 – tla, 3 – bat, P – obremenitev

Ko se zemlja naloži v kompresorsko napravo, se premer vzorca ne spremeni. Zato je relativna navpična deformacija tal enaka relativni spremembi prostornine, tj.

kjer je h 0 začetna višina vzorca tal;

h – sprememba višine vzorca pod pritiskom; V 0 – začetni volumen vzorca tal;

V – sprememba prostornine vzorca pod pritiskom.

Ker do zbitosti tal pride predvsem zaradi zmanjšanja volumna por, se tlačna deformacija tal izrazi skozi spremembo vrednosti koeficienta poroznosti (slika 7.17).

V = V0 − V1

h = h0

− h

V n = ε 0 V c

Vau

=ε 1 V c

voda

V 0 = V c (1 + ε 0 )

V c (1+ ε 1 )

Slika 7.17 – Sprememba prostornine por v tleh med stiskanjem:

A – prvotno stanje;

b – po stiskanju;

Vn – volumen por;

Vс – prostornina skeleta tal;

ε0, ε1 – koeficienti poroznosti začetni in po stiskanju; h0 začetna višina vzorca;

h je višina vzorca po stiskanju;

h – sprememba višine vzorca pod pritiskom.

Spomnimo se, da je koeficient poroznosti indikator, ki označuje razmerje med prostornino por (Vn) in prostornino mineralnega dela tal (Vc).

Z uporabo iste sheme se izračuna prostornina vzorca pod obremenitvijo (V1):

V 1 = V c (1 + ε 1 )

Če v izraz (1) nadomestimo vrednost volumnov vzorca pred poskusom in po poskusu (4) in (5), dobimo:

	h = h	V = h		V c (1+ ε 0 ) − V c (1+ ε 1 )	H ε 0 − ε 1
				V c (1+ ε 0 )
	0 V 0				0 1 + ε 0

Iz formule (6) dobimo izraz za koeficient poroznosti tal, ki ustreza dani stopnji obremenitve (ε p):

		εp = ε0			(1+ ε 0 ) = ε 0 − e (1+ ε 0 ),
kjer je e =		– relativna navpična deformacija tal za dano

tlak P, ε 0 – začetni koeficient poroznosti.

Če poznamo koeficiente poroznosti (ali relativne deformacije) tal pri ustreznih stopnjah obremenitve, je mogoče sestaviti kompresijsko krivuljo (slika 7.18).

ε = ρ s − ρ d

ρ d

kjer je ρ s – gostota delcev;

ρ d – gostota suhe zemlje.

ε 1 A

				P, kgf/cm2

Slika 7.18 – Krivulja stiskanja na podlagi podatkov o koeficientu poroznosti in obremenitvi

8. Indikatorji, ki označujejo stisljivost tal

Tlačno stisljivost tal lahko označimo z različnimi kazalniki: koeficientom stisljivosti (a), modulom posedanja (e p) in modulom skupne deformacije (E0).

Koeficient stisljivosti (a) je definiran kot sledi. Za majhne razpone tlaka(1–3 kt/cm 2 ) kompresijska krivulja med točkami A in B zamenjajte z ravno črto, nato:

		ε 1 − ε 2
			− P

kjer sta ε in P merilna intervala ε in P.

Kot je razvidno iz enačbe, koeficient stiskanja označuje zmanjšanje poroznosti s povečanjem tlaka za eno enoto.

Skupni modul deformacije (E 0) označuje tudi zmanjšanje poroznosti, ko so tla obremenjena in je določena z:

E 0 = β 1 + a ε 0 ,

kjer je ε 0 začetni koeficient poroznosti; a – koeficient stisljivosti;

β – koeficient v odvisnosti od bočnega raztezanja tal

in približno enako za pesek – 0,8; za peščeno ilovnato – 0,7; za ilovice - 0,5 in za gline - 0,4.

Skupni modul deformacije je mogoče dobiti z uporabo Hookovega zakona:

E = σe

Da bi to naredili, je izdelana kompresijska krivulja na podlagi podatkov o relativni deformaciji (e) in obremenitvi (napetosti) (slika 7.19).

e = h h

e 1 e 2

Slika 7.19 – Zgrajena kompresijska krivulja

na podlagi relativne navpične deformacije (e) in obremenitve

Izračun E 0 se izvede glede na odvisnost

E 0 =	P 2 − P 1
	e 1 − e 2

Tabela 7.1 prikazuje nekatere vrednosti Etot. modul celotne deformacije.

Tabela 7.1 – Modul splošne deformacije različnih vrst kamnin po rezultatih terenskih poskusov

		Modul deformacije
		103 MPa	kts/cm2 *
	Hidroelektrarna Krasnoyarsk
Srednje zlomljeni graniti
Graniti so zelo razdrobljeni
Graniti preperele cone	HE Dneprodzerzhinsk
	Cabril, Portugalska
	Canisada, Portugalska
	Castelo do Bodi, Portugalska
Derobozrnati graniti	Salamondi, Portugalska
	Hidroelektrarna Bratsk
Diabazi preperevalnega območja
	Arges Corbeni, Romunija
Ordovicijski peščenjaki	Hidroelektrarna Bratsk
Zgornjekredni apnenci	Hidroelektrarna Chirkey
Bitumenski apnenci,	Kasseb, Tunizija
Srednji paleogen
Devonski porfiriti	Taloresskaya HE
Bazalti	Bull Run, ZDA
Kvartarne tufne lave	Zelandija
Laporaste gline tatarske stopnje	Gorkovska HE

* – 1 MPa – 10 kts/cm2

Modul posedanja (stisljivost)

V računski praksi se vrednost relativne navpične deformacije pogosto uporablja neposredno kot merilo stisljivosti:

e p = 1000 h h mm/m.

Vrednost e p se imenuje modul posedanja in predstavlja količino stiskanja v milimetrih stebra zemljine, visokega 1 m, ko nanj deluje dodatna obremenitev P.

h – zmanjšanje višine vzorca pri tlaku P, mm. h 0 - začetna višina vzorca, mm.

Na podlagi definicij modula usedanja je izdelana krivulja odvisnosti modula posedanja od tlaka (slika 7.20), ki vam omogoča hitro iskanje vrednosti usedanja debeline tal z debelino 1 m pri danem tlaku. .

Modul posedanja ep v mm/m

	ep = f(Pn)

Navpični tlak Pn, v kg/cm2

Slika 7.20 – Krivulja odvisnosti modula posedanja od tlaka

9. Utrjevanje tal

Zbijanje ilovnate, z vodo nasičene zemlje skozi čas pod stalno obremenitvijo imenujemo utrjevanje. Poznavanje postopka komasacije

ilovnatih tal je potrebno za pravilno napovedovanje stopnje posedanja objektov.

Mehanizem konsolidacije

V splošnem primeru, ko na z vodo nasičeno zemljo deluje zunanja obremenitev, sprva pride do trenutne kompresije zaradi elastičnih deformacij porne vode in skeleta zemljine, nato pa se začne proces filtracijske (primarne) konsolidacije zaradi stiskanja voda iz por tal, po kateri se začne proces sekundarne konsolidacije tal, določen s počasnim premikom delcev relativno drug proti drugemu v pogojih rahlega stiskanja vode iz por tal (slika 7.21).

Slika 7.22 – Splošni pogled na utrjevalno krivuljo z vodo nasičenih glinenih tal (σ z = const):

0-1 – takojšnje stiskanje; 1-2 – filtracijska (primarna) konsolidacija; 2-3 – sekundarna konsolidacija.

Slika 7.22 prikazuje splošen pogled na utrjevanje z vodo nasičenih glinenih zemljin pri σ = const.

Eden od parametrov konsolidacije tal je koeficient konsolidacije (Cv), ki označuje hitrost procesa zbijanja, določeno s formulo:

z v = K f (1+ e) / aρ in

kjer je Kf koeficient filtracije;

e – koeficient poroznosti;

A – koeficient stisljivosti;

ρ in – gostota vode; cv se meri v cm2 /s.

Visoka stopnja konsolidacije (visoke vrednosti cv - približno 10-2 ... 10-3 cm2 / s) je značilna za groba (groba in fina klastična) tla. Peski se kompaktirajo veliko hitreje kot gline, saj imajo višje koeficiente filtracije. Konsolidacija visoko razpršenih tal poteka najpočasneje (nizke vrednosti cv ≈ 10-5 ... 10-6 cm2 / s), ker imajo gline nizke filtracijske koeficiente, iztiskanje vezane vode v njih poteka počasi in s težavo, kar povzroča tako imenovane dolgotrajne ali »stoletne« posedke objektov (slika 7.23). Trajanje takšnih padavin je lahko več let.

Slika 7.23 – Dolgotrajno posedanje plasti mulja na dnu HE Kakhovskaya

1-6 – mulj v različnih delih jezu

10. Koncept efektivnega in nevtralnega pritiska

Pri napovedovanju posedanja talne mase je velikost zunanjega pritiska eden najpomembnejših parametrov.

Pri zbijanju z vodo nasičenih ilovnatih zemljin se na skelet zemljine ne prenese celotna zunanja obremenitev, temveč le njen del, ki ga imenujemo efektivni tlak (Pz).

Drugi del obremenitev (Pw) je namenjen iztiskanju vode iz tal, kar imenujemo nevtralni ali porni tlak. Zato skupni pritisk:

P = Pz + Pw

Koncept efektivnih in nevtralnih tlakov velja tudi za vse običajne napetosti, ki delujejo v tleh, nasičenih z vodo. Na splošno lahko napišete:

σ = σ + in

σ = σ − in

to pomeni, da je efektivna napetost σ na kateri koli točki v z vodo nasičenih tleh enaka razliki med skupno σ in nevtralnimi napetostmi.

11. Metoda določanja

Za proučevanje stisljivosti zemljin trenutno uporabljajo napravo, kot je naprava Terzaghi (slika 7.24), s togimi kovinskimi stenami, ki preprečujejo bočno raztezanje vzorca, ko ga stisne navpična obremenitev. To so tako imenovani odometri.

Slika 7.24 – Terzaghijevi obroči

Študija odpornosti tal proti stiskanju se izvaja v pogojih, ki so blizu obratovalnim pogojem tal kot posledica konstrukcije konstrukcije.

Obremenitev naprave za prenos tlaka na vzorec se izvaja v stopnjah. Prva obremenitev pri standardnem preskušanju vzorcev z nemoteno strukturo mora biti enaka naravni, to je teži kamninske plasti, ki leži nad mestom vzorčenja.

Naravni tlak homogene plasti, ki leži nad nivojem podzemne vode, se izračuna po formuli:

ρ ir . = 0,1 N kg/cm2.

Maksimalna obremenitev zemljin z nemoteno strukturo naj bo za 1–2 kg/cm2 večja od vsote projektne obremenitve konstrukcije in pritiska prekrivajoče kamninske gmote.

Vsaka raven tlaka, ki se uporablja za vzorec tal, se vzdržuje, dokler se deformacija pogojno ne stabilizira. Pogojna stabilizacija deformacije se šteje za vrednost stiskanja, ki ne presega 0,01 mm v času:

– 30 min. – za peščena tla;

– 3 ure - za peščeno ilovico;

– 12 ur – za ilovice in gline.

Posedanje vzorca med preskusom se določi s pomočjo številčnice z vrednostjo delitve 0,01 mm, ki se nahaja na napravi.

Tako lahko deformacijske lastnosti tal na splošno označimo z deformacijskim modulom.

V območju linearne kompresije je za deformacijo tal, tako kot za vse druge materiale, značilen modul deformacije E in koeficient bočnega raztezanja ν, imenovan Poissonovo razmerje. Pod temelji je bočno raztezanje tal omejeno z okoliško maso in ima majhen vpliv na deformacijo temeljev. Glavni indikator deformacije je treba šteti za modul deformacije, ki je empirični koeficient v Hookovi formuli, znani iz trdnosti materialov. Za homogene materiale eksperimentalne vrednosti E imajo majhen razpršitev in veljajo za konstanto. Stisljivost tal znotraj plasti (IGE) se spreminja v širokem razponu. Zato so njihovi deformacijski moduli določeni na vsakem gradbišču na podlagi rezultatov različnih vrst polje, laboratorij testi, oz glede na kazalnike fizičnega stanja. Preskusna metoda je izbrana glede na stopnjo odgovornosti projektirane stavbe.

Terenski preizkusi tla se običajno izvajajo z inventarnim žigom, ki je model temeljev. Oprema, merilni instrumenti, ki se uporabljajo v terenskih razmerah, postopek za izvajanje preskusov in obdelavo rezultatov meritev so opisani v GOST 20276-99. Žig 1 (slika 3.1) je nameščen v jami ali rudniku, tesno pritrjen na površino talne mase in obremenjen v ločenih stopnjah obremenitve s hidravlično dvigalko 3, ki se naslanja na sidrni nosilec 5, povezan z bloki 4 ali kosom. obremenitve. Stopnje obremenitve se sprejmejo glede na vrsto in stanje tal in se vzdržujejo, dokler se posedanje temeljev ne stabilizira. Posedanje se meri z deflektometri ali, bolj priročno, z indikatorji 7, nameščenimi na fiksni podlagi 8. Konstrukcije naprav za polnjenje matrice in sheme za merjenje posedanja so lahko drugačne. Na podlagi rezultatov preskusa se sestavi graf (slika 3.2), na katerega vodoravni osi so prikazani tlaki, na navpični osi pa so narisani izmerjeni posedki žiga. Empirična krivulja, zgrajena iz eksperimentalnih točk, pogosto predstavlja lomljeno črto, ki jo v določenem območju tlaka ∆р z upoštevanjem majhne napake nadomesti povprečna ravna črta, zgrajena po metodi najmanjših kvadratov ali grafični metodi. Za začetne vrednosti r g in s 0 (prva točka vključena v povprečje) vzemite pritisk lastne teže tal na globini vgradnje žiga in ustreznega posedanja; in za končne vrednosti r k in s do- vrednosti tlaka in padavin, ki ustrezajo točki na ravnem delu grafa. Število točk, vključenih v povprečje, mora biti vsaj tri. Modul deformacije tal E izračunana za linearni odsek grafa z uporabo formule

(3.1)

Kje v- Poissonovo razmerje, ki je enako 0,27 za groba tla; 0,30 - za pesek in peščene ilovice; 0,35 - za ilovice; 0,42 - za gline;

TO 1 - koeficient enak 0,79 za tog okrogel žig;

D– premer matrice.

Druge oznake so prikazane na sl. 3.2.

V skladu s standardi projektiranja SNiP 2.02.01-83* mora biti število poskusov za vsak izbrani inženirsko-geološki element najmanj 3. Moduli deformacije tal, izračunani po formuli (3.1), so najbolj zanesljivi. Pomanjkljivost te metode je, da so stroški testiranja matric relativno visoki.

Laboratorijske preiskave. V laboratorijskih pogojih se vzorci zemlje testirajo v napravah, ki praviloma izključujejo bočno raztezanje. Ta preskusna metoda se običajno imenuje stiskanje stiskanje in zasnove instrumentov za testiranje s kompresijskimi instrumenti ali odometri. Struktura odometra je prikazana na sliki 3.3, preskusni postopek je določen v GOST 12248-96. Testni vzorec tal 11, zaprt v delovnem obroču 3, je nameščen v napravi na perforirani oblogi 6. Na vrhu je nameščen perforiran kovinski žig 5, ki je zasnovan tako, da enakomerno porazdeli silo. n, ki se prenese na vzorec s pomočjo posebne nakladalne naprave. Pod vplivom tlaka, ki narašča v korakih po 0,0125 MPa ali več, se žig usede zaradi stiskanja vzorca. Njegovo premikanje, ki traja precej dolgo, merita dva indikatorja 8 z natančnostjo 0,01 mm. Pri stiskanju vzorca se prostornina zemeljskih por zmanjša in iz njih se iztisne voda, ki se odvaja skozi luknje v štampiljki in podlogi.

Za zbijanje tal je običajno značilno zmanjšanje koeficienta poroznosti. Začetna vrednost koeficienta poroznosti e o se določi s formulo v tabeli. 1.3. Pri vsaki stopnji obremenitve se po formuli izračuna koeficient poroznosti

e i = e 0 -(1+e 0) (3.2)

Kje s i– količina izmerjenega premika (usedanja) žiga pod pritiskom p i;

h– višina vzorca zemlje.

Spremembe koeficienta glede na tlak so prikazane na sl. 3.4. Eksperimentalne točke na grafu so povezane z ravnimi črtami. Konstruirana empirična odvisnost v splošnem primeru predstavlja lomljeno črto, ki se običajno imenuje kompresijska krivulja. Za območje tlaka od pH prej r k, vzeto iz istih premislekov kot pri preskusih z žigom, se odsek kompresijske krivulje nadomesti z ravno črto. Ta zamenjava omogoča izračun parametra deformabilnosti, imenovanega koeficient stisljivosti T 0:

t 0 = (3.3)

V svojem pomenu je koeficient stisljivosti tangens kota naklona povprečne ravne črte na vodoravno os.

Modul deformacije je določen s koeficientom stisljivosti iz izraza:

E k = (3.4)

Kje β – koeficient, odvisen od koeficienta bočnega raztezanja ν, se izračuna po formuli

Kje v- koeficient prečne deformacije, ki je enak: 0,30-0,35 - za pesek in peščene ilovice; 0,35-0,37 - za ilovice; 0,2¾0,3 at jaz L < 0; 0,3¾0,38 при 0 £ jaz L 0,25 GBP; 0,38¾0,45 pri 0,25< jaz L£ 1,0 - za gline (manjše vrednosti v sprejemljivo za večjo gostoto tal).

Ker so tla heterogena, se deformacijski moduli talnih plasti določijo kot povprečje rezultatov vsaj 6 poskusov.

Zaradi več razlogov je velikost E k izkažejo za bistveno podcenjene. Za zgradbe I in II stopnje odgovornosti so vrednosti modula deformacije, določene na podlagi rezultatov kompresijskih preskusov, določene s formulo

E = t k E k (3.6)

Empirični koeficient t do ugotovljeno s primerjavo terenskega testiranja matric z laboratorijskim testiranjem.

t do = (3.7)

Vrednote t do za tla različnih vrst in pogojev, ki se razlikujejo v širokem razponu. Njihove približne vrednosti v praksi so vzete iz tabele. 5.1 sklopa pravil za načrtovanje in gradnjo temeljev SP 50-101-1004 ali v skladu s tabelami, sestavljenimi za razmere tal v posameznih regijah.

Vzorce tal je mogoče testirati v laboratorijskih pogojih z uporabo kompleksnejše sheme triosne kompresije. Preskusni postopek je določen v GOST 12248-96. Takšni preskusi omogočajo določitev ne le modula deformacije, temveč tudi lastnosti trdnosti, opisane v poglavju. 5. V praksi se triosni testi ne uporabljajo pogosto. Težave pri njihovem izvajanju se povečajo, nastale vrednosti modula deformacije pa je treba popraviti, kot pri preskusih stiskanja.

Veliko podatkov o naravnih tleh omogoča pridobitev statičnega sondiranja v skladu z GOST 19912-2001. Sodobne sonde so sestavljene iz torne sklopke in konice (konusa). Sondiranje izvajamo s pritiskanjem sonde v zemljinsko gmoto ob hkratnem merjenju upora neprekinjeno ali na vsakih 0,2 m. fs in q c(slika 3.5), ki jih lahko posnamemo na magnetni disk in obdelamo na računalniku.Skupaj z vrtanjem in drugimi vrstami preizkusov statično sondiranje omogoča zanesljivejše reševanje številnih problemov. Sem spadajo naslednja vprašanja:

določitev inženiringeoloških elementov (EGE) in določitev njihovih meja;

ocena prostorske variabilnosti sestave in lastnosti tal;

kvantitativno oceno značilnosti fizikalnih in mehanskih lastnosti tal.

Kvantitativna ocena deformacijskega modula in drugih kazalnikov fizikalno-mehanskih lastnosti zemljin je izdelana na podlagi utemeljenih statističnih razmerij med njimi in kazalniki odpornosti zemljine na preboj sonde. Običajno se uporablja odvisnost oblike E=f(q c). Parametre takšne odvisnosti je priporočljivo določiti za regionalne vrste tal. Če je na voljo, lahko statično sondiranje znatno zmanjša stroške testiranja tal.

Za iskanje deformacijskega modula se odprtina še naprej uporablja na podlagi njene povezave z indikatorji agregatnega stanja. Povezava je verjetnostne narave. Vendar pa so na njegovi podlagi sestavljene tabele, iz katerih je vzet modul deformacije za glinasta tla različnega izvora glede na indeks fluidnosti jaz L in koeficient poroznosti e. Za zrahljana tla se modul deformacije vzame iz granulometrične sestave in koeficienta poroznosti. e. Tabele so podane v standardih načrtovanja, kodeksih ravnanja, referenčnih knjigah in so svetovalne narave. Uporabljajo se lahko le za predhodne izračune.

Vprašanja za samotestiranje.

1 Kateri kazalniki označujejo deformacijo tal v območju linearnega stiskanja?

2. Kaj pomeni modul deformacije tal?

3. Kateri preskusi se izvajajo za določitev modula deformacije?

4. Koliko testov je treba izvesti za določitev modula deformacije homogene plasti (IGE)?

5. Koliko kompresijskih preskusov je treba izvesti za določitev modula deformacije IGE?

6. Kako se popravijo rezultati preskusov stiskanja tal?

7. Bistvo statičnega sondiranja tal.

8. Ali je možno določiti modul deformacije tal na podlagi kazalnikov fizičnega stanja?

TEMA 4

Izračun posedanja temeljev.

Izračun posedanja temeljev v inženirski praksi temelji na Hookovi rešitvi za določitev skrajšanja ali raztezanja elastične palice, obremenjene z aksialno silo.

Pri uporabi sile n skrajšanje palice (slika 4.1 A), kot izhaja iz Hookove teorije, se izračuna iz izraza

s = N L / A E.

Če to sprejmemo σ=N/A(A– površina prečnega prereza palice) , to

s = σ L / E. (4.1)

delo σL v tej formuli ima preprost geometrijski pomen, kar v bistvu pomeni območje pravokotnega diagrama napetosti.

Po analogiji s temeljno sedimentno palico s(Slika 4.1 b) se razume kot skrajšanje nekaterih pogojno razločenih pod osnovo stolpca zemlje z višino Nos. Izračun njegove vrednosti s po formuli (4.1) zapletajo naslednje okoliščine: stres σ z so neenakomerno porazdeljeni vzdolž vodoravnih odsekov in vzdolž višine stebra (napetostni diagrami vzdolž njih so ukrivljeni); višina droga Nos, ker ga ni mogoče izmeriti, ga je treba na nek način najti; znotraj Nos Obstajajo lahko plasti različne stisljivosti. Našteti problemi so približno rešeni v inženirskem izračunu posedanja z metodo poplastnega seštevanja.

Bistvo metode je, da je osnovna poravnava s izračunana na podlagi formule (4.1) kot vsota deformacij homogenih stisljivih odsekov, na katere je razdeljena zemljinska masa od podlage do spodnje meje stisljive debeline. Ta tehnika je podobna znani metodi za približno določanje območij krivuljnih likov.

Izračun se izvede v naslednjem zaporedju.

· Iz lastne teže tal določite tlak na ravni podnožja temeljev:

σ zg= g 1 d 1 (4.2)

· Določite dodatni pritisk obremenitve na temelj, ki nastane pod podplatom, ki presega pritisk lastne teže tal:

p o = pH –σ zg (4.3)

· Masa zemlje pod podplatom je konvencionalno razdeljena na odseke homogene stisljivosti (slika 4.2) z debelino h i£ 0,4b. Če znotraj elementarnega območja obstaja meja med plastmi tal, se območje po njej razdeli na dva dela (na sliki je točka 2 vzeta na meji med IGE 1 in IGE 2).

Dodatne napetosti se izračunajo na točkah na mejah odsekov

σ zi = a r o, (4.4)

kjer je a koeficient, vzet v skladu s tabelo. 2.3 glede na razmerje stranic podplata h =l/b in relativno globino točke ξ =2z i /b (z i– razdalja od podlage temelja do zadevne točke, jaz -številka točke) in napetost zaradi lastne teže tal

σ zqi = σ zg+∑h i g i. (4.5)

· Poiščite položaj meje stisnjene debeline, preverite empirični pogoj

σ zi ≈ k σ zqi, (4.6)

Kje k=0,2 pri deformacijskem modulu E≥5 MPa in k=0,1 at E< 5 MPa.

Odstopanje med desnim in levim delom pogoja je dovoljeno največ 5 kPa.

· Na podlagi vrednosti napetosti, izračunanih na točkah, se sestavi diagram napetosti (slika 4.3) in izračunajo se povprečni tlaki σ z z i za vsa področja znotraj stisljive debeline

σ z z i = (σ z (i -1) +σ zi)/2, (4.7)

Kje σ z (i -1) in σ zi– pritisk na zgornji in spodnji meji jaz-th plot.

· Izračunajte posedanje temeljev kot vsoto deformacij elementarnih odsekov od podlage do meje stisljive debeline

s= 0,8å σ z z i h i / E i. (4.8)

V tej formuli je vsota produktov å σ z z i h i pomeni približno območje ukrivljenega diagrama napetosti.

Začetni podatki o globini temeljev in dimenzijah osnove temeljev, potrebnih za izvedbo izračunov, so navedeni v tabeli. 4.1.

Tabela 4.1

Podatki o fundaciji	Številka možnosti
Globina polaganja d 1 , m	1.5	2.8	2.1	2.4	1.8		2.5	3.3		2.9	2.3	3.1	2.2
Tlak, kPa
premer b m	1.6	2.4	2.1	2.7	1.8	1.5	2.3	1.6	1.9	2.2	2.9		3.2
dolžina l, m	2.4		2.7	3.3	2.4	2.1	3.4		3.2	2.8	4.1	4.5	4.2
Premer b m	1.6	2.4	2.1	2.7	1.8	1.5	2.3	1.6	1.9	2.2	2.9		3.2
Podatki o fundaciji	Številka možnosti
Globina polaganja d 1 , m	3.1	2.2	2.5	3.3		2.9	2.3	3.1	2.2	1.5	2.8	2.1	2.4
Tlak, kPa
Mere podlage ločenega temelja, m
premer b m	2.5	3.3		2.9	1.5	2.8	2.1	2.3	3.1	2.2	2.7	1.8	1.5
dolžina l, m	3.3	4.2	2.4	3,6	2.7	3.3	2.4		4.5	4.5	4.1	1.8	2.1
Dimenzije tračnega temelja
Premer b m	2.5	3.3		2.9	1.5	2.8	2.1	2.3	3.1	2.2	2.7	1.8	1.5

Pojavnost, število plasti tal (IGE), vrednosti indikatorjev IGE se vzamejo za dano možnost v skladu s sl. 1, tabela. 1 in tabela 2.

Pritiski na tla, navedeni v tabeli 4.1, veljajo za posamezne in pasovne temelje.

Ko sami preučujete temo, bi morali izvedba izračunov usedanja za posamezne in pasovne temelje.

Primer 4.1.

b = 1,8 m, l = 2,5 m, d 1 = 1,8 m, pH = 240 kPa. Podatki o tleh so podani na sliki 4.3.

Domači pritisk na temeljni ravni

σ zg= g 1 d 1= 19*1,8 = 34,2 kPa.

Dodaten pritisk pod osnovo temelja

p o = pH –σ zg = 240 – 34,2 = 205,8 kPa.

Debelina elementarne plasti

h=0,4b=0,4 *1,8 = 0,72 m.

Razmerje stranic osnove temelja

h = l/b =2,5 / 1,8 = 1,39 ≈1,4.

1. točka (i = 1), z 1 = 0,72 m;

x=2z 1 /b = 2*0,72 /1,8 = 0,8, a = 0,848;

σ z 1=a r o = 0.848 *205,8 = 174,5 kPa.

σ z s1 = (205,8 + 174,5) / 2 = 190,15 kPa;

Obremenitev zaradi lastne teže tal

σ zq 1 = σ zg+h 1 g 1.= 34,2 + 0,72 *19 = 47,88 kPa.

2. točka(i = 2). Če to točko vzamemo 0,72 m nižje, bo v 2. plasti. Ker mora biti območje enako stisljivo, mora biti točka na meji med plastmi. Zato bo razdalja od baze do točke z 2 = 1,05 m, debelina drugega odseka pa bo

h 2 = 1,05 – 072 = 0,33 m:

x = 2 *1,05 / 1,8 = 1,17 , a=0,694,

σ z 2= 0,694 *205,8 = 142,8 kPa,

σ z s2 = (174,5 + 142,8)/2=158,6 kPa,

σ zq 2 = 47,88 + 0,33 *19 = 54,15 kPa.

3. točka(i = 3). Zaradi udobja uporabe tabele, da bi se izognili interpolaciji pri iskanju vrednosti a iz nje, vzamemo z 3 = 1,44 m Debelina tretjega dela bo h 3 =1,44 – 1,05 = 0,39 m.

x = 2*1,44/ 1,8 =1,6; a=0,532;

σ z 3 = 0,532 *205,8 = 109,5 kPa;

σ z с3 =(142,8+109,5)/2 = 126,1 kPa;

σ zq 3 =54,15+0,39*20,3 = 62,1 kPa.

4. točka(i = 4). Debelina profila 0,72 m, z = 2,16 m.

x = 2 *2,16 / 1,8 = 2,4 ; a=0,325;

σ z 4= 0,325*205,8 = 66,9 kPa;

σ z с4 = (109,5 + 66,9)/2 = 88,2;

σ zq 4 = 62,1+ 0,72*20,3 = 76,7 kPa.

Za spodnje točke se napetosti izračunajo na podoben način. Rezultati vseh izvedenih izračunov so podani v tabeli. 4.2.

Pri 7. točki se levi in ​​desni del pogoja σ zi ≈0,2σ zqi (v tabeli označen s sivo) razlikujeta za 2,39 kPa, manj kot 5 kPa. Zato lahko mejo strnjenega območja na tem mestu vzamemo na globini 4,32 m od podlage temelja. Tla znotraj te globine so temelj.

Tabela 4.2

Številka točke	Številka plasti	Z V m	h i V m	x=2 z/b	a	σ zi v kPa	σ zс i v kPa	σ zq v kPa	0,2σ zq v kPa
					1,000	205,8		34,2	-
	0,72	0,72	0,8	0,848	174,5	190,1	47,88	9,6
	1,05	0,33	1,17	0,694	142,8	158,6	54,15	10,83
		1,44	0,39	1,6	0,532	109,5	126,1	62,1	12,42
	2,16	0,72	2,4	0,325	66,9	88,2	76,7	15,34
	2,88	0,72	3,2	0,21	43,22	55,06	91,3	18,26
	3,6	0,72	4,0	0,145	29,8	36,51	105,9	21,18
		4,32	0,72	4,8	0,105	21,61	25,7	120,0	24,0

Osnutek je

ѕ= 0,8[(190,1 *0,72+158,6 *0,33)/7200+(126,1 *0,39+88,2 *0,72+55,06 *0,72+36,51 *0,72)/12000 ++25,7 *0,72/16000] = 0,034 m.=3,4 cm.

Posedanje tračnega temelja se izračuna v istem zaporedju. Pri enakem pritisku na tla in enaki širini podplata se izračunana količina padavin izkaže za drugačno. Da bi ugotovili razlog za to primerjajte diagrame napetosti.

Zaključek.

Ne smemo spregledati, da je steber zemljine, identificiran pod temelji, model temeljenja, katerega deformacije se ugotavljajo na podlagi hipotez o porazdelitvi napetosti v masi zemljine, lokaciji meje deformabilnega območja in stisljivost tal. Zaradi sprejetih poenostavitev se parametri modela, uporabljeni v izračunih, razlikujejo od parametrov realnih tal. Zaradi tega izračunani posedki v praksi običajno ne sovpadajo z dejanskimi posedki temeljev. Izračuni posedkov z metodo poplastnega seštevanja so torej približni.

Za ugotavljanje posedanja sosednjih temeljev se lahko uporabi metoda poplastnega seštevanja z uporabo metode vogalne točke za določanje napetosti.

Upoštevati je treba, da se posedki temeljev ne pojavijo takoj po nanosu obremenitve, ampak se sčasoma počasi povečujejo. Trajanje deformacije tal lahko približno izračunamo ali vzamemo iz opazovanj.

Vprašanja za samotestiranje.

1. Katera rešitev je osnova za izračun ugreza?

2. Kakšne težave se pojavijo pri izračunu posedanja temeljev?

3. V kakšnem zaporedju se izračuna poračun?

4. Kako se določi položaj meje strnjenega pasu?

5. Kako se upošteva različna stisljivost temeljnih tal?

6. Kakšna je zanesljivost metode seštevanja po plasteh?