Значения коэффициентов со 6 страница

счет ползучести скелета грунта для различных промежутков време
ни, а по ним и величину коэффициента затухания ползучести 6i

Для этого строят график (рис. 118) зависимости логарифм

8(t)

скорости относительной осадки на единицу давления /)_п

.(

hp

где

от времени t, тогда тангенс угла наклона

полученной полулогарифмической прямой к оси t (как вытекает из принятой формы ядра ползучести) будет численно равен коэфг фициенту затухания ползучести 6i 1 /мин *. Таким' образом,

6i = tg£(l /мин). (VI.6)

Зная величину коэффициента затухания ползучести 6ь коэф-* фициент Ядра ползучести б можно определить по формуле

6 = 6i-

do

(VI.7‘,

где Со" — вторичный коэффициент относительной сжимаемоет (за счет ползучести скелета грунта).

Последняя величина, исходя из принятой экспоненциальной-за­висимости для ядра затухающей ползучести, определяется выра жением

с ₀ = <-

к

а₀ *

ц

Оо

1 — е^-®¹^

где t_K — время практически полной стабилизации осадки (при дан

ной ступени нагрузки).

* Н. А. Цытович, Ю. К- 3 а р ец.к ий [и др.). Прогноз скорости осад оснований сооружений (консолидация и ползучесть многофазных грунтов). Стр издат, 1967.

Приведенные выражения позволяют однозначно определять па­раметры затухающей ползучести, необходимые для описания про­цесса ползучести по линейной (в отношении напряжений) теории наследственной ползучести, используемые в расчетах добавочных осадок грунтовых оснований, вызываемых ползучестью грунтов, что будет рассмотрено в следующем параграфе.

Необходимо вес же отметить, что для определения параметров _ ползучести 8 и 61 по результатам дренированных компрессионных ^- испытаний требуются продолжительные (несколько дней) и Доста-

Рис* 118. График для определения Рис. 119. Реологическая кривая¹

коэффициента затухания ползучести глинистого грунта при сдвиге:

ПО In s/ph И t / — при давлении р=1 кГ/см²; 2—при

давлении р=2 кГ/см²

точно точные измерения осадок испытываемых образцов грунта.

Как было показано*, время наблюдений при определении па­раметров ползучести можно сократить примерно до одного дня, ес­ли определение производить по результатам недренированных ис­пытаний (по закрытой системе) образцов не полностью водонасы­щенных (газосодержащих) грунтов с иШерением порового давления в процессе испытания.

Установившаяся ползучесть при сдвиге. Для многих подпорных сооружений, подвергающихся постоянному действию сдвигающих сил (набережные, плотины, ограждающие дамбы, подпорные стен­ки и т. п.), существенное значение приобретает установившаяся ползучесть грунтов при сдвиге.

* Н. А. Цытович, 3. Г. Т е р - М а р т и р о с я я. О методике определе­ния параметров ползучести. <Основания, фундаменты - и механика грунтов», 1966, № 3.

Изменение во Временлотносительнойдеформации сдвига ношения абсолютной деформации к сдвигаемой толще грунта) действии постоянной сдвигающей нагрузки изобразится крш подобной рис. 113, а (необходимо лишь вместо деформации от сительного сж&тия е откладывать деформацию относительна сдвига «г»), и в общем виде может быть описано уравнением

Г — Гигн -f* О (О)

где Гмгн — мгновенная (восстанавливающаяся) деформация сдв га; '

«(f) —мера ползучест (нелинейная функция От t), опйсыва щая как затухающую, так и установившуюся часть д формаций сдвига.

Деформации затухающей ползучести при сдвиге могут бы. описаны уравнением, подобным уравнению (П.38), деформац же пластично-вязкого течения’как наиболее опасные для подпо ных сооружений требуют более детального их освещения.

Если по одной оси (вертикальной) отложить относительну'

* (на^ единицу сдвигаемой толщи) скорость деформаций при СДЬ". ге г, а по другой (горизонтальной) —■ величину сдвигающих на пряжений т, то будем иметь так называемую реологическую кри вую при сдвиге (рис. 119). На этой кривой можно установить тр характерных участка:

Ощ — начальное предельное сопротивление сдвигу (п

Н. Н. Маслову, порог ползучести при сдвиге); аia₂— начальны" участок ползучести и а₂а₃ — установившееся пластично-вязкое те* чение. /. ■ ■ ■■■■ "3

По рис. 119 для стадии установившегося пластично-вязкого те-; •чения

_Ti — То = г tg v. •

Обозначив t)=tgv — коэффициент вязкости, соответствующи данному физическому состоянию грунта; то —начальное сопротив­ление сдвигу, получим

= то + rjf. (VI.8

Это и есть уравнение у#гановившегося пластично-вязкого тече­ния Бингама — Шведова, применимость которого к глинистым грунтам в широком диапазоне изменения их влажности (консис­тенции) доказана опытами многочисленных исследователе* (П. А. Ребиндера и его учеников, Н. Н. Маслова, М. Н. Гольд штейна и др., а также в МИСИ: Э. В. Костерина, Н. В. Жукова А. Ш. Патвардхана и др.).

Так как относительная скорость (на единицу толщины сдвигае мого слоя) деформаций сдвига

v ^

то скорость смещений’при сдвиге v будет равна

1i — Те

v = г, (VI.9>-

Ч

где z — мощность сдвигаемого слоя грунта;

.(т< —to) — приращение сдвигающего напряжения (сверх на-_; чального).

Следует отметить, что в расчетах за величину начального со­противления сдвигу следует принимать предельно длительное со­противление сдвигу, т. е. полагать то=т_дл.

: Если рассматривать плоский сдвиг на некоторой глубине слоя

грунта z, то вместо т< следует подставить величину %_гх и вместо то-то*:

Т*Х То*....

о* =------- Z,--------------------- (VI.9')

И

При расчете скорости д^ещ^нйй подпорных сооружений по ме­тоду Н. Н. Маслова, («Оеновы'%еханякй грунтов и инженерной геологии». Изд-во «Высшая шкода», 1968) величина x_zx опреде­ляется по теории линейно деформируемых тел, а начальное сопротивление сдвигу — порог ползучести То* — соответствует пре­дельному сопротивлению сдвигу при недренированном и неконсоли­дированном состоянии грунта данной влажности. Для условий плоской задачи

2 щ (b_t Ьг \

т_ст = — I aretg — - ------1,

я V z г^г 4-b² •

z²4-b²

где q — горизонтальная равномерно распределенная нагрузка;
bj — полуширина подошвы подпорного сооружения;

то* >(сг -f- v<?)tg ф» + с,.,

где а—среднее для рассматриваемого слоя грунта сжимающее
¹ напряжение (при небольшой толщине сдвигаемого слоя

можно принимать равным внешнему давлению р)*

~ фи — угол внутреннего трения при недренированном и неконсо-
_ лидированном состоянии, соответствующий данной влаж-
ности грунта;

с₀ — структурно-необратймОе (хрупкое, кристаллизационное)
сцепление (вязкое сцепление c_w принимается релакснрую-
щим до нуля, т. е. Сиг-й)).

.Определив далее глубину активной зоны установившейся пол-
зучести при сдвиге d по условию т**=То* и подставив.значения
т** и То* в выражение (VI.9')> Получим скорость смещения подпор-
ного сооружения при сдвиге

^{0 = acrtg}T" R ^{а + У}т) • <^vl1o>

Отметим, что вместо второго слагаемогов правой части (в квад­ратных скобках) можно вврдить среднее значение для рассматри­ваемого слоя грунта предельно длительного сопротивления сдви­гу Тд_л. '

Изменение вязкости грунтов в процессе сдвига. В выводе фор­мулы (VI. 10) коэффициент вязкости принят постоянным. Однако, как показали дальнейшие исследования (Н. Н. Маслова, С. Н. Сот- жикова и др. в ЛИСИ, С. Е. Могилевской во ВНИИГе, А. III. Пат- вардхана и наши в МИСИ и др.), коэффициент вязкости ц значи­тельно меняется в процессе пластично-вязкого течения глинистых.грунтов.

Е!сли принять изменение коэффициента вязкости по прёдложен- ной Н. Н. Масловым формуле

ip — т]_к — (Лк — Ло) е^_г*.

тде т]о и т]_к — начальный и конечный коэффициенты вязкости гли­нистого грунта; г — параметр, отражающий свойства грунта и равный

-

т=—-In----- —,

t Лк—Л«

то для смещения подпорных сооружений, принимая во внимание,

d%,

что скорость смещения v = — (где X — смещение — сдвиг соору-

dt

жения), будем иметь следующую зависимость:

-[(

X

t

-| In

Лк ГТ]к

0 tgфш+ CcJI X

1. [лк—-(л к^- Ло)]е^-т< 1

Ло

(VI.11)

Сопоставление результатов длительных наблюдений ВНИИГа за сдвиговыми смещениями подпорных сооружений (например, Фархадской ГЭС) с данными расчета (С. Е. Могилевской) по фор­муле (VI.11) дало хорошие результаты.

§ 3. УЧЕТ ПОЛЗУЧЕСТИ ГРУНТОВ ПРИ ПРОГНОЗЕ ОСАДОК СООРУЖЕНИИ

При расчетах осадок оснований сооружений (их величины и протекания во времени с учетом ползучести грунтов) важно уста­новить, когда применять ту или иную теорию деформаций грунтов:' одну ли теорию ползучести, или с одновременным учетом фильтра­ционной консолидации, или с учетом сжимаемости поровой воды, структурности грунтов и т. п. -

Здесь в первую очередь необходимо рассмотреть значение двух основных факторов: природной уплотненности и степени водонасы- щенности грунтов.

Для грунтов текучепластичной, а также мягкопластичной кон­систенции (по классификации СНиПа), которые содержат в своих порах воду, свободную или слабо связанную с минеральным ске­летом грунта, гидравлически непрерывную и с пренебрежимо ма­лыми структурными связями (неуплотненные суглинки, супеси,, весьма мелкие пески, илы и слабые глины ниже уровня грунтовых вод), будет применима классическая теория фильтрационной кон­солидации, однако только для первой ступени нагрузки или при однократном загружении. Если же и эти виды грунтов будут пред­варительно уплотнены некоторой нагрузкой, то при следующих ступенях нагрузки они уже будут обладать возникшими при пер­вом загружении структурными связями (преимущественно водно­коллоидными) и тогда в расчетах осадок оснований сооружений необходимо учитывать структурность грунтов: неполную передачу давления на поровую воду в первый момент загружения ({5в<1), структурную прочность (Цстр>0) и начальный градиент напора

(t’o>0).

В подтверждение сказанному приведем некоторые результаты опытов 3. Г. Тер-Мартиросяна * в МИСИ (табл. 34) по исследо­ванию вторичной консолидации (ползучести) образцов саратов­ской глины (/„=0,98; у_уд=2,78; ^ = 68%; W_p=32%).

Таблица 34

Как видно из приведенных данных, при первой ступени нагрузки точно соблюдается положение Терцаги — Герсеванева о полной передаче внешнего давления на поровую воду в первый момент загружения; доля деформаций ползучести составляет незначитель­ною часть от о'садки, обусловленной фильтрационной консолида­цией. Однако чем более будет уплотнен глинистый грунт, тем боль­шая доля всей осадки обусловливается ползучестью скелета грунта, достигая десятков и до двух-трех сотен процентов (в рас-

* 3. Г. Т е р - М а р т и р о с я н, Н. А. Ц ы т о в и ч. О вторичной консоли­дации глии. «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1965, № 5.

I

liik-

14-

I?

■m

¹ ’rJi

ШЖ

сматриваемом примере до 165%) от осадки при *филътр%циойио§ консолидации. '.; _г

Для глинистых грунтов тугопласгичной, полутвердой и твер дой консистенции при описании их процесса уплотнения будет г--- недостаточно фильтрационной теории консолидации, так как эти грунты с самого начала загружения существенно влияет* из структурность и деформируемость всех компонентов, особенно пол| аучесть скелета грунта.

I Весьма существенное значение для применимости тех или ит решений теории консолидации и ползучести грунтов для расчета осадок оснований сооружений имеет степень водонасыщения (|

_; СНиПу,- степень влажности) глинистых грунтов, определяема коэффициентом водонасыщенности /_в (см. гл. I).

В зависимости от степени водонасыщенности грунтов и завер-| щенностн процесса фильтрационной консолидации следует рв сматривать их по-разному: 1 — как однокомпонентную (или кв,Щ зиоднофазную) систему частиц; 2 — как двухкомпонентную (Гр} товую массу) или, наконец, 3 — как трехкомпонентную систему;? Кроме того, могут иметь место и переходные системы, например когда трехкомпонентная или двухкомпонентная система с течение ем времени (например, при высыхании) переходят в однокомпо*^ нентНую или квазиоднофазная в процессе уплотнения и ползуче сти переходит в двухфазную или многофазную и т. п.

Решения для основных систем уже получены, а для переходнш требуется дополнительное опытное определение условий перехода одной системы в другую.

Как показывает, соответствующий анализ, решения, полученные для однокомпонентных, точнее квазиоднофазных, систем, можнс применять в следующих случаях: при чистонесчаных и грубоске-1 летных сухих грунтах, грунтах ' неводонасыщенных (по, СЦиПуД влажных, ко ненасыщенных — /_в<0,8б), а также водонасьпценны‘х| почти полностью, но содержащих в очень небольшом количес газы (практически; Meritee 1%, т. е. при /_в^0,99) при условий пол­ного завершения процесса фильтрационной консолидации. Необ-? ходимйгми. характеристиками деформируемости грунтов' в этом? случае будут лишь параметры ползучести б и 6i.

решения, получаемые для двухкомпонентных и квазидвухц нЬгх1ййсТем:;(напрнм.ер, по «теории,грунтовой массы», «теории объ-| ^МЦкх.'хй^»)‘,.‘будут справедливы для полностью водонасыщенныЩ: грувтбв но с учетом ползучести скелета (характеристик!

б И и структурности грунтов (коэффициентов начального noporj -вого давления р₀<1 и начального градиента напора io>0).

Решения задач трехфазных водонасыщенных систем являются! наиболее общими и их следует применять при водонасыЩенн6стн| глинистых грунтов /_в>0;9 с учетом ползучести скелета грунта (ко-| эфф'ициентов бй б,), сжимаемости поровой воды (коэффициента! a_v) и природной структурности груитов (коэффициентов рц й -Последний предел-коэффициента водонасыщенности. (/_в«0,9), мы устанавливаем предварительно на основании опытов М. В. Малы-»

шева,~ который показал, что при степени- водонасыщенности,
мёньшей 0,85, поровую воду нельзя считать гидравлически не-
прерывной и Применять к изучению ее движения законы фильт-
рации,'

На рис. 120 приведены кривые консолидации и ползучести об-
разца саратовской глины (полученная опытом* — 4, и рассчитан-
ные: 1 — по теории чисто фильтрационной консолидации Терца-
ги • Герсеванова; 2 — по Флорину с учетом только ползучест
скелета ц фильтрационной
консолидации грунта и 3— п _кф_мг

рассчитанная с одновремен-
ным учетом фильтрацион-
ной [ консолидации, ползу-
чести скелета грунта и-сжи-
маемости поровой воды,
т. е. как для трехфазной си-
стемы).

. Приведенные данные
указывают на огромное зна-
чение одновременного учета
ползучести скелета грунта и
сжимаемости поровой воды
в процессе консолидации
грунтов (см. кривые 3 и 4,
ряс. 120).

Следует отметить, что
для переходных систем пол-
зучести — консолидации не-
обходимо дополнительно ус-
танавливать опытом, при ка-
ком водонасыщении и каких
условиях уплотнения и вре-
мени действия уплотняющей
нагрузки одна система будет

переходить в другую..

Одномерная задача теории ползучести квазиоднофазных, двух­фазных и многофазных грунтов. Рассмотрим одномерную задачу, т. е. задачу определения осадок (вертикальных перемещений) слоя Грунта при сплошной нагрузке, если сжимаемый слой будет представлять собой различную с точки- зрения расчета систему частиц.,

1. Для квазиоднофазной (а также однокомпонентной) си­стемы определение осадок отдельного серя грунта решается в пред­положении, что осадка происходит только за счет ползучести скеле­та грунта, характеризуемой некоторым ядром ползучести по теории Наследственной ползучести.

Как отмечалось ранее [формула (11.39)], наиболее оправдывав-

Рис. 120. Кривые консолидации и ползу­чести образца саратовской Глины (дав­ление р=2 кГ/см², высота слоя А=4 см; коэффициент относительной сжимаемо­сти а₀ =0,0775 см²/кГ и коэффициент фильтрации Аф =2* 10^-7 см[мин)

* См. сноску на стр. 241.

мым на практике и удобным ядром ползучести будет, K(t—tо) =

где 6 и 5i — параметры ползучести, определение которых подроб­но описано в,предыдущем параграфе; -

t и t_Q текущийй начальный отсчеты времени. ^?

Так как ядро ползучести, представляет собой скорость пблзуче- сти грунта при постоянном единичном напряжении, то ползучесть скажется лишь на протекании осадок во времени, а полная стаби­лизированная осадка грунтов, в случае, одномерной задачи будет, иметь прежнее выражение, т. е.

s_u = ha_0Kp, (V.9IV)

где а_ск — коэффициент относительной сжимаемости скелета грунта при ползучести.

Как вытекает из рассмотренной в предыдущем параграфе мето­дики определения параметров аатухающей ползучести и как было* отмечено нами ранее (журнал «О. Ф. и М. Г.», 1965, № 5), коэффи­циент относительной сжимаемости скелета грунта при ползучест а_ск можно выразить уравнением

а_Ск = ао' + а;'(1-е-«‘‘), ^;' (VI. 12)'

где а₀' и а₀" — коэффициенты первичной и вторичной консолидации грунта,.

или... '

Нек = Ао [ 1 + ~7"(1 ^— e^-6lt) ]. (VI.12')

О

А так как, согласно формуле (VI.7) _у

8 _ а₀

О

то, подставляя выражение (VI.12) в (V.9^IV), получим, что для ква- зиоднофазного, а также однокомпонентного грунта протекание осадки ползучести во времени будет описываться выражением

_St = hatр [ 1 + i-(l _ е-М)]. (VI. 13)

Отметим, что в случае действия местной нагрузки (от фундамен­тов сооружений) вместо величины Л необходимо подставлять значе­ние эквивалентного слоя h₉ [формула (V.51)].

, 2. Для двухфазной системы грунтов общее решение сов­местной задачи теории ползучести и консолидации получено Ю. К. Зарецким* на основе обобщенной модели объемных сил

* Ю. К. 3 а р ец к и й. Теория консолидации грунтов. Под ред. Н. А. Цы- т о в и ч а. Изд-во «Наука», 1967.

(Флорина— Био) с учетом взаимодействия фаз грунта, изменений во времени общего напряженного состояния в любой точке грунта и добавочных давлений в паровой воде, а также неполной передачи внешнего давления на сжимаемую поровую воду.

Это решение для одномерной задачи записывается в следующей форме:*

Г * ^т

s_t — ha₀p\ 1-f- f K(t — t₀)dt₀ —

^L • 0

8 ^m=°° 11

2 (VU4)

m= 1; 3;...

где функция ползучести с учетом взаимодействия фаз и принятого по уравнению (11.39) ядра ползучести определяется выражением

/я т\^г.

-№Yct 8 е”''“ "-е-м

Ф(0=е ^{2h> •- 7^, 4 Л (VI. 15)

н i (^пт \ ^cv

I 2А / \

где c_v = —— — коэффициент консолидации двухфазного грунта; ЯоУв

■ 2h — толщина слоя грунта при двустороннем дрениро­вании;

б и 61 — параметры ползучести.

Как было предложено нами ранее (см. «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1965, № 5), формулу для осадки двухфазных грунтов можно представить в следующем весьма простом виде:

s_t = ph[ ао t/₀^nepB + а'о U?^0P ], (VI.16)

где t/™^pB и t/₀^nTOp —соответственно степень первичной и вторичной

консолидации грунта.

Таким образом, величина осадки во времени состоит из двух слагаемых: первичной осадки и вторичной.

Степень первичной консолидации t/”^epB определяется прежним выражением

UFР^в=1 L v —е ^{2h>c\ (V.19")

It² Jmd m²

m-l; 3;...

а степень консолидации вторичной £/о^тор и суммарной (за счет фильтрационной консолидации и одновременно ползучести скелета

* Н. А. Цытович, Ю. К. Зарецкий [и др.}. Прогноз скорости оса­док оснований сооружений (консолидация и ползучесть многофазных "Грунтов). Стройиздат, 1967.

'Грунта t/J=St/,s«,) —= по формулам, полученным Ю. Д. Зарецки

tnm \*.

'МтМ-

иг^р=

я*

. у ±

m⁵

и—1; 8...

е~*>^#

/пт у*

Ы)

(VI. 17

*/*

+ ^-(/а

Ol

втор

(VI. 18)..

1 +

6i

Как пример на рис. 121, а приведены графики изменения сум*.

марной степени консолидации Uо, а на рис. 121, б—изменений на-;

парной функции Hh,_t для слоя грунта двухфазной системы толщи*-

ной 2h при равномерном распределении уплотняющих давлений по

глубине, характеризуемого параметрами ползучести бГ= 0,1 [-^rj

и б= 1,0 < ^т'Д^е [ -р-] ^{— заак} размерности параметров в

любых единицах времени. Графики даны для нескольких значений-

_ • я²с„ Г 1 1
4Л² I Т 1

На графике рис. 121, а нанесены также кривые (пунктиром)

степени консолидации без учета ползучести скелета, грунта, сравне-.

ние которых с графиками суммарной степени консолидации пока
зывает, что при факторе М^0,1[1/Г] (кривые 1 и 1'), т. е. при ма-
лых значениях толщины слоя сжимаемого грунта, расхождения в.

степени консолидации особенно велики,

Графики рис. 121; б позволяют вычислить для рассматриваемых

соотношений величину порового давления по формуле

Pw — pHh, t>

где р — величина внешнего давления;

Hh,i — напорная функция, определяемая по формуле

■ та»оо

4 2

причем ф(0 соответствует выражению (VI. 15). Отметим, что для! более детальных расчетов суммарной степени консолидации слоя' грунта в условиях одномерной задачи составлены подробные вспо­могательные таблицы*.

* См. Н. А. Цытввич,. КХ’ К. 3 а рецк ий [и др.].- Прогноз скорости., осадок оснований.сооружений, гл. VII. Отройиздат, 1967.

*., 6
" Г 4Рис. 121. Графики суммарной степени консолида-

-• ¹ ции Uо (а) и напорной функции Hh’t ~(б) для ^

' >г. s?; одномерной эадачи равномерного сжатия слоя

'. ’ грунта между двумя дренирующими поверхностя-

;й> ■■.'■г ми при значениях.фактора времени:~

/ — M-0,l£— j; г-м-0.01 3 - М-O.OOl £ — j

у При значениях суммарной степени консолидации Щ > 0,2 в Сражениях ^V.|-9) и (VI.17) (для первичной.и вторичной-степени * пЬцсолидации) можно ограничиться первым членом ряда. Тогда для „грунта.двухфазной системы в условиях одномерной задачи при равномерном распределении уплотняющих' давлений по глубине (сплошной нагрузке) будем иметь

Формула {VI.21) позволяет без особых затруднений рассчита осадку двухфазного грунта для любого момента времени с учето ^взаимодействия фаз и ползучести скелета.

Для трехфазной системы в настоящее время получено решение лишь для грунтов достаточно влажных, но не полностью, водонасыщенных: при коэффициенте водонасыщенности /_в, изме~; няющемся в пределах 1^/_в>0,95. _ч

Для определения осадки, соответствующей любому времени f (т. е. s_t), одномерной задачи консолидации и ползучести не пол­ностью водонасыщенны'х грунтов (с газосодержащей поровой во­дой) исходной будет зависимость, описываемая выражением (VI.21), однако при другом значении, коэффициента консолидации с_ю, равном c_w, определяемом выражением (V.31), т. е.

Сцц

HqYb

\

Ро,

с введением во второй и третий члены числителя формулы (VI.21) множителя В, равного согласно формуле (V.33)

1 I о

1 -f НРстр

do

а именно

1 — й-'е^ф-fi

Л * «ч

Я²

. s_t=ha,p ■

Я'

е-м<_е-г8,<

(VI.21')

Инженерный метод прогноза суммарных осадок уплотнения и ползучести оснований фундаментов сооружений. Как было подроб­но рассмотрено в гл. V, § 6,-при определении осадок фундаментов определенной жесткости и определенной площади передачи давле­ния от сооружения на грунт с, достаточной для практических целей точностью-пространственную Задачу с помощью метода эквивалент­ного слоя можно свести к эквивалентной одномерной задаче, но при треугольной эпюре уплотняющих давлений с основанием, равным на уровне подошвы фундаментов удельному давлению на грунт р, и высотой, равной глубине активной зоны сжатия Л_а.

В =

Напомним, что при определении глубины активной зоны сжатия [максимальное значение которой равно 2й_э, где h_a'— мощность экви­

валентного слоя грунта, определяемая по формуле (V.51)] учиты-
ваются (см. рис. 109) не только размеры и площадь подошвы фун-
даментов (по К), ню и консистенция грунтов (по величине р₀), их
структурная прочность р_стр и значение начального градиента напо-
ра г₀.

Таким образом, при действии местной нагрузки на грунт (от
фундаментов сооружения) для осадки оснований фундаментов, оп-
ределяемой с учетом фильтрационной консолидации грунтов, сжи-
маемости поровой воды, структурности и уплотненности грунтов
(структурной прочности Рстр. коэффициента начального порового
давления р₀ и значения начального градиента напора to) могут счи-
таться справедливыми ранее приведенные выражения для суммар-
ных осадок фильтрационной консолидации и ползучести скелета
грунта, но с учетом соответствующих эпюр распределения уплотня-
ющих давлений по глубине, а именно:

1. Для случая двусторонней фильтрации (когда вода имеет дре-
нированный выход вверх у подошвы фундаментов и вниз на глуби-
не, равной или меньшей глубины нижней границы активной зоны
сжатия, т. е. равной или меньшей высоты преобразованной тре-
угольной эпюры уплотняющих давлений) задача сводится к основ-
ному случаю действия сплошной нагрузки, но при треугольной
эпюре уплотняющих давлений, и для расчета осадок, соответствую-
щих любому времени от начала загружения, будет справедливо сле-
дующее приближенное выражение

Не нашли, что искали? Воспользуйтесь поиском: