Методика расчета ожидаемой совместной просадочной деформации гидротехнических сооружений и их лессовых оснований с учетом области замачивания

ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ, ПОДЗЕМНЫЕ СООРУЖЕНИЯ

УДК 631.6

С.Г. ЮРЧЕНКО, канд. техн. наук, профессор,

А.М. БУДИКОВА, аспирант,

МГУП, Москва

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОЖИДАЕМОЙ СОВМЕСТНОЙ ПРОСАДОЧНОЙ ДЕФОРМАЦИИ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ И ИХ ЛЕССОВЫХ ОСНОВАНИЙ С УЧЕТОМ ОБЛАСТИ ЗАМАЧИВАНИЯ

В статье предлагается новая методика определения совместной просадочной деформации гидросооружений мелиоративных систем и их лёссовых оснований. Приводятся результаты обработки экспериментальных данных, полученных при испытаниях модели опоры лотка акведука - штампа на основании из монолитов лёссового грунта ненарушенной структуры. Полученные корреляционные зависимости между нагрузкой на образцы и их деформативностью с изменением влажностного режима после замачивания их до различных степеней влажности используются для определения ожидаемой совместной деформации гидросооружения и его лёссового основания после замачивания.

Введение

При ирригационном строительстве на сложенных средне- и сильно-просадочными грунтами территориях просадочные явления значительно осложняют строительство и эксплуатацию оросительных систем и ведут к большим дополнительным затратам. Несмотря на большой опыт ирригационного освоения просадочных массивов, строительство на них оросительных систем все еще сопряжено с серьезными техническими и экономическими затруднениями и издержками. Такое положение связано с необычной по размеру и характеру деформируемостью лёссовых грунтов при замачивании, недостаточной изученностью самого явления просадки и, как следствие, недостаточной достоверностью расчетной ожидаемой просадочной деформации основания гидротехнических сооружений (ГТС) оросительных систем.

Как показали исследования причин отказов и аварий гидротехнических сооружений, построенных на лёссовых основаниях, приблизительно треть из имеющихся отказов происходит из-за неправильно предсказанной ожидаемой величины совместной деформации гидросооружений на лёссовых грунтах основания при их замачивании.

© С.Г. Юрченко, А.М. Будикова, 2008

Поэтому важнейшим расчетом просадочного основания ГТС является определение ожидаемой деформации лёссового грунта в результате увлажнения, так как она может привести к разрушению грунта и, как следствие, к аварийному состоянию или полной непригодности дальнейшей эксплуатации гидросооружения. Расчетная величина просадки определяет необходимость устройства искусственных оснований, изменения конструкции сооружений или применения других мероприятий для обеспечения нормальной эксплуатации оросительных систем и их сооружений в период всего срока службы.

В связи с этим совершенствование методов расчета деформаций лёссовых оснований гидротехнических сооружений требует тщательного изучения процесса увлажнения массива и влияния на этот процесс специфики воздействия ирригационных сооружений на грунт.

Процессы деформации и увлажнения просадочных грунтов тесно связаны друг с другом. С одной стороны, деформации просадочного грунта зависят от его влажности, а с другой - они серьезно влияют на закономерности процесса увлажнения массива. В связи с этим совершенствование методов расчета деформаций лёссовых оснований гидросооружений требует тщательного изучения процесса увлажнения массива и влияния на этот процесс специфики воздействия ирригационных сооружений на грунт.

Определение средней критической влажности грунтов лёссовых оснований ГТС

Характер увлажнения лёссовых оснований ГТС зависит как от грунтовых условий площадки, так и от типа сооружения, его размеров в плане, давления, передаваемого сооружением на грунт, напора воды и т. п. Можно выделить два типа гидросооружений по характеру их воздействия на основания [1]:

I тип - гидросооружения, в период работы которых их основания увлажняются постоянно или в течение длительного периода. К таким гидросооружениям следует отнести перепады, быстротоки, акведуки и другие сооружения на каналах, а также сами каналы. В процессе эксплуатации таких сооружений в их основания поступает значительное количество влаги.

II тип - сооружения, из которых вода в грунт попадает только в результате повреждения их конструкций. Это - трубы, лотки, каналы в противофильтрационных одеждах и т. п.

В основаниях сооружений I типа просадочная толща промачивается интенсивно и, как правило, полностью. При авариях сооружений II типа массив грунта увлажняется не до полного водонасыщения, и обычно образуется лишь подвешенный контур увлажнения. В пределах контура увлажнения влажность грунта меняется от природной (на границе увлажненной зоны) до близкой к полному водонасыщению в непосредственной близости к водоисточнику.

Проведенные нами штамповые испытания лёссового грунта показали, что для возникновения просадки от передаваемой на него через штамп ступеней нагрузки при различных влажностях необходимо замачивать грунт до определенной влажности, после достижения которой начинается процесс пластических деформаций, причем каждой ступени нагрузки соответствует своя

так называемая критическая влажность, при которой возникает просадка. В результате увлажнения пластическая деформация возникает при давлениях, которые не являлись предельными при природной влажности. Необходимо также отметить, что с увеличением давления, передаваемого на грунт основания, значение критической влажности уменьшается. При этом, как отмечено выше, величина влажности неодинакова во всей области деформации. Поэтому речь идет о средней величине критической влажности в пределах глубины замачивания. Каждому значению действующего в точках основания давления соответствует свое значение критической влажности ма.

Для определения критической влажности при различных значениях давления на основании серии экспериментов в лотке построен осредненный график зависимости критической влажности от действующего на лёссовые образцы давления wsl = /(р) путем замачивания до критической влажности при различных значениях давления (рис. 1).

р, МПа

Рис. 1. График зависимости wsl=/

Путем аппроксимации графика зависимости wsl = /(р) получена следующая формула для определения средней критической влажности при различных ступенях нагрузки:

wsl = 32,6е ~7,4 р, %.

Дальнейшее увеличение влажности вызывает непрерывное возрастание пластической деформации, захватывающей все большую область, и, наконец, наступает разрушение грунта по плоскостям скольжения, образуя бугры выпирания (рис. 2).

Процесс просадки будет продолжаться до тех пор, пока на нижней границе увлажненной толщи влажность не достигнет начальной критической

влажности wn, которую условно можно принять равной влажности на пределе пластичности wp, так как при этой влажности грунт переходит в пластичное состояние и под действием определенного значения давления ра > оп создается условие для начала просадочного течения грунта.

10 см

Рис. 2. Деформация лёссового основания при нагрузке р = 0,05 МПа и wsl = 26 %

Определение области замачивания и критических нагрузок на замоченный грунт лессового основания гидросооружения

Известно, что большие ошибки в прогнозировании размера совместной просадочной деформации гидросооружения и его лёссового основания могут объясняться несоответствием принятой расчетной модели реально происходящим при просадке процессам. Общепринятым в настоящее время считается взгляд, что просадка представляет собой резкое уменьшение объема лёссового грунта основания не вследствие увеличения давления до предельной величины, а в результате изменения его физического состояния и существенного снижения показателей прочности - угла внутреннего трения ф и удельного сцепления с после его замачивания, что приводит к потере прочности основания ГТС, т. е. замачивание выступает в роли эквивалента разрушающей нагрузки. По мнению многих ученых, процесс просадки можно представить как пластическое течение введенного в состояние предельного равновесия замоченного лёссового грунта. Этой интерпретации просадки наиболее отвечает

модель теории предельного напряженного состояния. Известно, что эта модель позволяет рассчитать значения критических нагрузок от передаваемой на основание равномерно распределенной нагрузки интенсивностью р.

Согласно теории предельного равновесия можно считать, что до достижения напряжения по подошве замоченного грунта лёссового основания ГТС значения меньше первого критического on при влажности w меньше начальной критической wn грунт в лёссовом основании находится в устойчивом состоянии. Тогда для определения начального критического давления можно воспользоваться формулой Н.П. Пузыревского [2], когда ни в одной точке основания не наступает предельное состояние:

О =

где у0, cn, фп - соответственно удельный вес, удельное сцепление и угол внутреннего трения замоченного грунта лёссового основания под подошвой гидросооружения при влажности wn; d - глубина заложения фундамента гидросооружения.

Таким образом, можно считать, что напряжение, равное on, является начальным просадочным давлением р^, после достижения которого начинается просадка.

Для определения второй критической нагрузки окр, при которой область предельного равновесия развивается на максимально возможную глубину zm3X под подошвой фундамента гидросооружения, можно воспользоваться формулой, полученной в теории предельного равновесия Кулона - Мора [2]:

Окр {[п

где узам, сзам, фзам - соответственно удельный вес, удельное сцепление и угол внутреннего трения замоченного до критической влажности ws¡ грунта.

Для определения угла внутреннего трения фзам и величины удельного сцепления сзам замоченного грунта нами была проведена серия испытаний на сдвиг в приборе прямого плоскостного сдвига образцов лёссового грунта, предварительно замоченных до различных значений влажности, по результатам которых были построены осредненные зависимости фзам и сзам от влажности и получены корреляционные зависимости фзам = f(w) и сзам = f(w):

фзам = 34,7е"°'0104и', град.;

сзам = 0,363e0123w, МПа.

Для определения удельного веса замоченного грунта Узам можно использовать результаты серии компрессионных испытаний лёссовых грунтов при различных значениях влажности. Компрессионные испытания проводились при различных значениях влажности в интервале W = 23-29 %, до которых замачивались образцы лёссового грунта после приложения ступени нагрузки на образец природной влажности. Ступени нагрузки менялись от 0 до 0,2 МПа в интервале времени относительной стабилизации. Все опыты проводились в пяти повторностях. По результатам компрессионных испытаний построены графики изменения характеристик лёссового грунта от изменения влажности

и получены аппроксимирующие зависимости для р^ зам = /^), езам = /(м>) и р^ зам = /^) при разных значениях нагрузки.

Для проверки сходимости полученных по формулам значений нами были проведены измерения плотности замоченного грунта при обратной раскопке после завершения эксперимента в лотке. Проверка показала хорошую сходимость результатов, и после внесения коррективов нами были получены следующие формулы:

р^ зам = р^ прир + 0,000^2 + 0,008w, т/м3;

Узам = р^ зам

езам = еприр- 0,0002w2-0,0125w;

р^ зам =

где тI - поправочный коэффициент, зависящий от нагрузок р, принимаемый при р1 = 0,05 МПа т1 = 0,95, р2 = 0,1 МПа т2 = 1, р3 = 0,2 МПа т3 = 1,02.

Если выполняется условие, при котором действующая вертикальная нагрузка по подошве толщи лёссового грунта, замоченного до влажности w < wn, будет не больше начального критического напряжения оп, грунт будет находиться в устойчивом состоянии, т. е. процесс пластического течения грунта начнется при условии, когда действующая нагрузка замоченного грунта окажется больше начальной критической оп при влажности для этой нагрузки больше начальной критической wn.

Для определения действующей вертикальной нагрузки на нижней границе замоченного грунта, находящегося в условии предельного равновесия, необходимо определить границы области замачивания. Размеры деформированной зоны грунта при замачивании зависят от многих факторов, таких как количество поступающей сверху от гидросооружения воды, размера источника увлажнения, величины напора и др. Проникая в лёссовый грунт сверху от ГТС, вода распространяется и перемещается в нем как сверху вниз, так и в стороны, образуя увлажненную зону грунта. Учет возможных размеров зоны увлажнения имеет большое значение, так как от нее зависят ожидаемая величина просадки и метод ее определения. Ширина деформированной зоны зависит от распластанности сооружений. Как показали экспериментальные исследования многих ученых, под распластанными сооружениями просадка происходит практически без бокового расширения грунта, и в этих условиях при определении ожидаемой величины просадки возможно использовать компрессионную модель сжатия с достаточно достоверными результатами. Другая картина деформирования лёссовых оснований под узкими сооружениями: при малых размерах подошвы сооружения существенное влияние на величину просадки оказывают боковые деформации, которые, по данным А.А. Мустафаева [3], могут составлять до 50 % от полной просадки основания. В.Н. Крутов [4], анализируя экспериментальные данные разных авторов по распространению воды в однородных по проницаемости лёссовых грунтах, рекомендует принимать распространение воды в сторону от источника замачивания по прямой, наклоненной под углом в к вертикали, при этом для лёссовидных супесей в = 25-40°, для лёссовидных суглинков в = 45-55°. Тогда

величина отклонения в бок от края источника будет равна: L3aM = hsi tgß, где hsi = zmax - максимальная глубина области предельного равновесия, если грунт находится в состоянии предельного равновесия. Можно предположить, что объем замоченного грунта представляет собой объем усеченного эллипсоида, имеющего в верхнем основании площадь поперечного сечения в виде эллипса с размерами по осям, равными половине ширины В и длины L источника увлажнения. Тогда максимальная ширина и длина замачиваемой толщи будут соответственно равны: Взам = B + 2zmaxtgß, L^ = L + 2zmaxtgß, а нижнее основание эллипсоида будет иметь эллипс с размерами по осям 0,5Взам и 0,5^^. Высота эллипсоида должна быть равна максимальной глубине области предельного равновесия zmax.

В соответствии с теорией предельного равновесия [2] максимальную глубину области предельного равновесия можно найти по формуле

zmax [

где pфак - среднее фактическое давление от сооружения, у0 - удельный вес грунта, находящегося выше подошвы фундамента, фзам и сзам - соответственно угол внутреннего трения и удельное сцепление, определяемые по формулам (3) и (4) при wsl.

Вертикальное давление, действующее на нижней границе области предельного равновесия, приближенно можно считать равным:

Osl = ЕМЛзам , кПа,

где EN - суммарная вертикальная нагрузка, передаваемая на грунт по нижней границе области предельного равновесия, EN = N + Np + Nw; N - вес сооружения, кН; Np - вес грунта в объёме области предельного равновесия при замачивании, Np = Кзамузам, кН; Nw - вес воды, фильтрующейся в грунт в направлении сверху вниз в рассматриваемый период времени вплоть до возникновения поверхностей предельного равновесия,

N = Vзам n Yw, кН,

где n = е7/(1+е7) - пористость грунта при значениях влажности wsli и суммарном давлении osli в рассматриваемой 7-й точке основания; V^- объем области замачивания, представляющий собой объем усеченного эллипсоида или усеченного конуса, если В = L, м3. Азам - площадь поперечного сечения подошвы области замоченного грунта, представляющего эллипс с координатами по осям х и у:

Х = (B + 2zmax tg ß)/2, у = (L + 2Zmax tg ß)/2, где B и L - ширина и длина подошвы фундамента,

Азам =ПХу = П[

Предлагаемая методика определения ожидаемой величины просадки

Модель теории предельного напряженного состояния грунта не имеет деформационных характеристик, а лишь позволяет определить предельные

напряжения, поэтому необходим расчет по определению ожидаемых проса-дочных деформаций, играющих решающую роль в обеспечении надежности и нормальной эксплуатации оросительных систем и их сооружений в период всего срока службы, в назначении в случае необходимости метода устройства и параметров искусственных оснований.

Нами предлагается следующий порядок определения ожидаемой величины просадки.

1. Если условие osl < оп выполняется, т. е. давление osl, передаваемое на грунт по подошве замоченного грунта, меньше начального критического давления оп, это говорит о том, что ни в одной точке грунта основания нет состояния предельного равновесия, просадочных деформаций нет, и гидросооружение находится в безопасности.

2. osi > оп, то есть давление, передаваемое по подошве замоченного грунта, больше начального критического давления.

Вначале определяем по формулам (3) - (10) максимальную глубину области предельного равновесия замоченного грунта основания и действующее давление osl по его подошве, сравниваем с начальным критическим давлением оп. Если оп < osl < окр, необходимо определить ожидаемую величину просадки, так как грунт находится в области пластических деформаций.

Далее определяем вторую критическую нагрузку по формуле (2) и сравниваем ее с действующим давлением по подошве области предельного равновесия при критической влажности wsl для этого давления, определяемой по формуле (1).

2.1. Если osl < окр, то замоченный грунт основания находится в области предельного равновесия, то есть в интервале изменения влажности от wn до критической влажности wsl при давлении osl.

По вертикальной оси ОХ, проходящей через центр тяжести подошвы сооружения, строится суммарная эпюра изменения по глубине действующего давления osl, для чего в серединах расчетных слоев мощностью h < 0,4В, на которые разбивается просадочная толща hsl, определяются суммарные давления osli от внешней нагрузки, от веса замоченного грунта и от веса воды в пределах области замачивания по формулам (11) - (13).

Значения критической влажность wsli, входящие в формулы, определяются по формуле (1) для каждого значения действующего давления osli в середине ht.

На расстоянии оп от оси ОХ параллельно ей проводится вертикальная линия начального просадочного давления psl. Пересечение линии начального просадочного давления с суммарной эпюрой действующего давления определит зоны просадочной деформации грунтов основания.

Совместную просадочную деформацию гидросооружения и лёссового основания Ssl определяем методом послойного суммирования по формуле [5]

П

где у„ - коэффициент надежности по ответственности сооружения, уп = 1,15; п и 7 - соответственно количество и порядковый номер расчетных слоев, на которые разбито основание в пределах просадочной толщи Н^; И7 - мощность расчетного слоя; 8,17 - расчетное значение относительной просадки 7-го слоя грунта, которое получается умножением нормативной величины 8на коэффициент надежности по грунту у ^, учитывающий случайные изменения

просадки, вызванные жесткостью сооружения и условиями замачивания; для расчета просадки слоя при напряжении от собственного веса величина уя равняется единице (уя = 1).

Для определения нормативной величины относительной просадки 8 1и

нами были проведены серии экспериментов в лотке, для чего после приложения ступени нагрузки на образец лёссового грунта природной влажности он замачивался до критической влажности для этой нагрузки, т. е. до влажности, после достижения которой грунт переходил в пластическое течение. Ступени нагрузки составляли: р = 0; 0,04; 0,05; 0,1 и 0,2 МПа, влажность изменялась от 8 в природном состоянии до 27 %. По результатам эксперимента нами были построены графики зависимости 8,17 = при различных зна-

чениях давления (рис. 3) и получены путем аппроксимации следующие формулы для определения относительной просадки при различных значениях влажности и давления:

Определение ожидаемой величины совместной деформации гидросооружения и его просадочного основания по предлагаемой методике является, несомненно, условным, так как оно основано на теории линейно деформируемой среды. Но для сравнительно небольшого интервала давлений и влажности и для небольших по толщине слоев, на которые разбивается просадочная толща при определении просадки, это допущение возможно.

Необходимо также отметить, что приведенные корелляционные зависимости для определения критической влажности Wsl, угла внутреннего трения фзам и удельного сцепления сзам замоченного грунта применимы для лессовидных суглинков, имеющих физико-химические показатели в природном состоянии в следующих пределах: удельный вес у0=14,5-16,5 кН/м3; влажность ^0 = 8-10 %; влажность на пределе пластичности = 16-18 %; влажность на пределе текучести = 16-18 %; пористость п0 = 46-49 %; коэффициент пористости е0 = 0,870-0,970. Произведенные сравнительные расчеты по формулам (1), (4), (5) и (15) при изменении физико-химических характеристик в ука-

1) р = 0;

8,1 = 0,73Ьп(м>) - 1,55;

2) р = 0,04 МПа;

3) р = 0,05 МПа;

4) р = 0,1 МПа;

5) р = 0,2 МПа;

8.1 = 0,24е0116", %;

8.1 = 1,21е0 055", %;

8.1 = 1,30е0 071и', %;

8.1 = 1,48е083и', %.

занных пределах показали, что получаемый разброс результатов не превышает 10 %, что допустимо для практических целей.

&б-1, %

Рис. 3. График зависимости

2.2. Если а,; > окр, то замоченный грунт основания находится в состоянии разрушения, произошла обвальная деформация просадки при влажности w > wsl. При этом условии отпадает необходимость проводить расчет по деформациям, так как становится очевидным, что необходимо применение одного из способов устранения просадочности в пределах области замачивания лёссовых грунтов основания ГТС.

Выводы

Предлагаемая методика определения просадочных деформаций позволяет получить более достоверные результаты определения ожидаемой величины просадки, а значит, повысить надежность гидросооружений, построенных на лёссовых грунтах, так как в расчетах по определению просадки по существующим нормативным документам не учитывается возможность бокового распространения деформации, что существенно для нешироких гидротехнических сооружений, таких как, например, опора акведука.

Библиографический список

1. Кириллов, А.А. Изучение работы гидротехнических сооружений оросительных систем на лёссовых грунтах и совершенствование методов их проектирования и строительства: дис. ... докт. техн. наук : 05.23.07. - МГУП, 1981.

2. Механика грунтов, основания и фундаменты / С.Б. Ухов [и др.]. - М., 1994.

3. Мустафаев, А.А. Расчет оснований и фундаментов на просадочных грунтах / А.А. Мус-тафаев. - М., 1979.

4. Крутов, В.И. Расчет фундаментов на просадочных грунтах / В.И. Крутов. - М., 1972.

5. Фролов, Н.Н. Проектирование гидросооружений оросительных систем на просадочных грунтах / Н.Н. Фролов. - М. : ВО «Агропромиздат», 1988.

S.G. URCHENKO, A.M. BUDIKOVA

THE METHOD OF CALCULATION OF EXPECTED JOINT SUBSIDENCE DEFORMATION OF HYDRAULIC STRUCTURES AND THEIR LOESSIAL BASES IN VIEW OF THE AREA OF SOAKING

The new technique of definition of joint subsidence deformation of hydraulic structures of ameliorative systems and their loessial bases is offered in the paper. The results of processing of the experimental data received at trials of a model of an aqueduct cradle bearer - a stamp on the monoliths basis of a loessial priming layer for not deformed structure are given. The received correlation dependences between loading on samples and their deformation property with change in moisture content after their soaking up to various degrees of moisture content are used for definition of expected joint deformation of hydraulic structures and its loessial base after soaking.