авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 |
-- [ Страница 1 ] --

ОАО «ВСЕРОССИЙСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ

ГИДРОТЕХНИКИ им. Б.Е. ВЕДЕНЕЕВА»

ИЗВЕСТИЯ ВНИИГ

имени Б. Е. ВЕДЕНЕЕВА

Издание основано в 1931 году

Том 248

ОСНОВАНИЯ, ГРУНТОВЫЕ И БЕТОННЫЕ

ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ

Санкт-Петербург

2007

Редакционно-издательский совет: Т.С. Артюхина (отв. секретарь), Е.Н. Беллен-

дир (председатель), А.Г. Василевский, Ю.С. Васильев (зам. председателя), С.М. Гинз бург, В.Б. Глаговский (зам. председателя), Т.В. Иванова, Д.А. Ивашинцов, В.И. Климо вич, В.С. Кузнецов, В.А. Прокофьев, С.В. Сольский, А.А. Храпков.

Сборник включает статьи, посвященные оценке несущей способности основания, вопросам проектирования смесей грунтов и контроля за их укладкой, лабораторному определению деформационных характеристик грунтов.

Изложена методика использования системного анализа для оценки социально-экологической безопасности хвостохранилищ обогатитель ных фабрик. Предлагается экспресс-методика оценки возможности утилизации буровых шламов путем размещения их в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок. Приведен новый способ сухого скла дирования золошлакового материала.

Рассмотрены вопросы потери устойчивости на сдвиг скальных оснований бетонных плотин и ее геологическая обусловленность.

Предложено для контроля технического состояния бетонных плотин проводить мониторинг путем периодической регистрации динамических характеристик колебаний плотин.

Приведены результаты расчетных исследований температурного режима и термонапряженного состояния бетонных плотин.

Рассмотрены проблемы автоматизации контроля и прогнозирования состояния гидротехнических сооружений на основе данных натурных наблюдений.

Описаны методы проведения обследований в натурных условиях фундаментов под турбоагрегаты различной мощности и даны предложения по устранению имеющихся повреждений.

Для железобетонных и земляных гидротехнических каналов предложены технологии устранения дефектов, возникающих при их эксплуатации.

Сборник предназначен для специалистов в области грунтовых, бетонных и железобетонных сооружений, оснований и фундаментов, а также для студентов, аспирантов и преподавателей соответствующих специальностей.

The current volume contains publications assessing carrying ability of foundations, designing soil mixtures and controlling for their laying, laboratory defining of soil deformation characteristics.

Given is the method of system analysis use to assess social-ecological safety for concentration plant tailing pits. Suggested is the express-method to assess the possibility of drilling sludge utilization by placing them into the body of intrafield roads and drilling areas. A new method of dry stockholding for ash-and-slug materials is presented.

Analyzed is shear stability loss of concrete dam rock foundations and its geological conditionality.

It was suggested to monitor technical state of concrete dams by periodical dynamic characteristic registration of dam oscillations.

Given are the evaluation study results of temperature regime and thermo stressed state for concrete dams.

Considered are control automatization and hydroengineering structure state forecasting on the base of in-situ observation data.

Described are in-situ inspection methods of foundations for turbo-units of different power. Given are the suggestions to eliminate damages.

For reinforced concrete and earth hydroengineering channels there are suggested the technologies to eliminate defects appeared during their operation.

The volume is intended for specialists in embankment, concrete and reinforced concrete structures, basements and foundations and for students, post graduate students and teachers of the relevant specialities.

© ОАО «ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева», ISBN 978-5-85529-125- Научный редактор С.В. Сольский Редактор Т.С. Артюхина Корректор Т. М. Бовичева Компьютерная верстка H.H. Седова Подписано к печати 24.09.2007.

Формат 70х108 1/16. Бумага типографская № 1. Печать офсетная.

Печ.л. 8,75. Усл.печ.л. 12,25. Уч.-изд.л. 11,0. Тираж 300. Заказ 40.

Издательство ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева».

Типография ООО «Дом Шуан».

195220, Санкт-Петербург, Гжатская ул., 21.

УДК 624.131.372/ Доктор техн. наук Е.Н.Беллендир, канд.техн. наук Д.Р.Шейнкман ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ НЕЗАГЛУБЛЕННЫЕ МОДЕЛЬНЫЕ ШТАМПЫ НА ПЕСЧАНЫХ ГРУНТАХ:

НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ОСНОВАНИЯ (эксперимент и расчет) Аналитический способ расчета несущей способности вертикально нагруженных фундаментов [1] позволяет определять предельное давление на основание рu по общепринятой трехчленной формуле pu = nbN + nq qNq + nccNc = pu () + pu (q) + pu(c), (1) в которой все буквенные обозначения имеют традиционный смысл. Так как несущая способность основания однозначно определяется величиной предельного давления на грунт от фундамента, то далее по тексту использу ется термин предельное давление как синоним несущей способности осно вания.

Как и в других подобных инженерных методах расчета рu в настоя щей работе используются: вес грунта, прочностные характеристики грунта и с, величина пригрузки основания q, обусловленная заглублени ем фундамента, а также его геометрические размеры.

Отличительной особенностью способа, предлагаемого авторами, яв ляется то, что он позволяет учитывать изменения угла наклона 1 жестко го клина, образующегося под штампом в процессе нагружения (рис.1), а также углов внутреннего трения грунта, присущих грунту как на всей про тяженности линии выпора (линия АBCD на рис.1), так и на отдельных ее участках. Эти изменения оцениваются коэффициентами N,q,c, которые в зависимости от значений и имеют различные значения, приведенные в [1].

Рис.1. Симметричная область выпирания грунта под малозаглубленным ленточным фундаментом Так как изменения 1 и зависят от вида грунта, его плотности, за глубления фундамента (штампа), абсолютных величин осадок, соответст вующих исчерпанию несущей способности основания и обусловленных как сжимаемостью грунтов, так и размерами фундамента, то для выделе ния влияния того или иного фактора необходимо располагать результата ми экспериментальных исследований, системно охватывающими влияние каждого фактора в отдельности. К сожалению, такие исследования отсут ствуют, поэтому для установления достоверности определения величин рu по способу авторов приходится обращаться к выполненным ранее испыта ниям, отличающимся как по грунтовым условиям, так и по напряженно деформативному состоянию грунтов.

На первом этапе оценки достоверности определения рu авторы огра ничились сопоставлением рассчитанных значений рu с опытными, полу ченными для модельных незаглубленных штампов на песчаных грунтах.

Но даже при таком ограничении авторы считают необходимым дальней шее изложение предварить несколькими замечаниями.

1. При расчете величин предельных давлений на грунт используют ся в качестве основополагающих два значения углов внутреннего трения грунтов: пиковое f и остаточное с, соответствующее сдвигу в условиях сохранения постоянства объема.

В зависимости от способа получения (вида испытания) обозначения упомянутых углов сопровождаются аббревиатурой, приводимой в скобках, например, из плоского среза – f (пс) и сv (пс), из стабилометрических ис пытаний – f (ст) и с (ст), из плоской деформации – f (пд) и с (пд).

2. Расчет предельных давлений на грунт предполагает вариацию значений углов 1 боковой грани упругого ядра к его подошве (жесткого клина), образующегося в грунте под штампом, которые могут изменяться от 45+ f /2 до 45°. Значения указанных углов принимаются по опытным данным, если таковые имеются, в противном случае они принимаются как для незаглубленных штампов, равными 45+f /2.

3. При расчете могут быть рассмотрены несколько вариантов реали зации прочности грунта основания:

1) пиковая прочность ПП, когда исчерпание несущей способности основания происходит при величине сдвигового перемещения частиц грунта, соответствующей реализации пикового значения угла f вдоль всей линии выпора (см.рис.1);

2) пиковая прочность ПП-1, когда вдоль грани упругого ядра под подошвой штампа реализуется прочность, обусловленная остаточной прочностью грунта, то есть углом с, а на остальной части линии выпора сохраняется прочность грунта, обусловленная углом f ;

3) остаточная прочность ОСП, когда вдоль всей линии выпора проч ность обусловлена углом с.

Приближенным критерием для выбора расчета рu по варианту ПП или ПП-1 является величина осадки штампа Su, соответствующая исчерпа нию несущей способности основания. Если Su 6 – 10 мм, то расчет рu сле дует производить по варианту ПП, если Su 15 – 30 мм, то по варианту ПП-1, при этом меньшие значения Su относятся к штампам шириной 10 – 15 см, большие – 20 – 30 см.

Более корректным критерием для выбора варианта расчета рu явля ется величина сдвиговой осадки штампа Sсдв, получаемая из графика осад ка – давление в интервале от ркр до рu, деленная на cos(90° 1), где ркр – давление, соответствующее окончанию формирования упругого ядра под подошвой штампа и равное (0,75 – 0,8)рu. Если Sсдв больше величины кри тического сдвигового перемещения кр = 2 – 5 мм, необходимого для дос тижения пиковой прочности грунта, в 3 – 4 раза, то расчет следует произ водить по варианту ПП-1.

Реализация ОСП, как правило, происходит при кинематическом на гружении и достаточно явно проявляется на графике осадка – давление.

4. Испытания, проводимые с полосовым штампом, расположенным параллельно ширине лотка, длина которого равна ширине лотка, отражают условия плоской деформации. В связи с этим возникает необходимость коррекции значения угла внутреннего трения грунта, полученного из ста билометрических испытаний f (ст). По данным зарубежных и отечествен ных исследований разница между f (пд) и f (ст) колеблется от 1° до 6°, иногда достигая 8° [2].

Для определения f = f (пд) f (ст) могут быть использованы графики, составленные по данным М.Болтона [3] (рис.2), а также формула (2), предложенная А.П.Криворотовым для определения f (пд) [4], f (пд) = arc sin[1,08sin(ст)]. (2) Апробация этой формулы, представленная в табл. 1, показала ее приемлемость для использования в практических расчетах.

°f Рис.2. Графики для определения f = f (пд) f (ст) кварцевых песков в зависимости от относительной плотности ID и среднего разрушающего давления m (по М. Болтону) 5. При расчете рu по вариантам ПП-1 и ОСП требуется располагать значениями углов с. Как правило, при проведении штамповых испыта ний значения этих углов не определяются, в связи с чем их приходится определять расчетным путем. Для этих целей могут быть использованы графики (рис. 3 и 4), составленные по данным М. Болтона [3].

Таблица Сравнение рассчитанных и опытных значений f (пд) Песок Величина Способ определения, автор Значение величин, град.

опытов f (ст) 34 35 38 Опыты Средний (Д.Конфорс, 1964) f (пд) 35,3 37,7 40,7 f (пд) 37,1 39 41,7 Расчет f (ст) Опыты То же (Э.Фрадис, М. Малышев, f (пд) 45, 1970, 1971) f (пд) 46, Расчет f (ст) 38, Опыты То же (П.Лэйд и Д.Дункан, 1973) f (пд) 42, f (пд) 42, Расчет f(ст) 36, Мелкий Опыты (В.Ковтун, 1967) водона- f (пд) 39, сыщенный f (пд) 39, Расчет f (ст) 34 37 Опыты Мелкий (Д.Грин и Д. Ридс, 1975) f (пд) 36,5 41 43, f (пд) 37,1 40,5 42, Расчет f (ст) 32,5 36,5 Опыты То же (Датский геотехнический институт, f (пд) 35 40,5 48, f (пд) 35,5 40 46, Расчет f (ст) 32,5 34,5 Опыты То же (Ю.Зарецкий и др., 1981) f (пд) 37 39 f (пд) 35,5 37,7 40, Расчет Примечание. Опытные значения f (ст) и f (пд) заимствованы из работы [5].

Способ расчета предельных давлений. При расчете рu по формуле (1) значения n, nq, nc определялись по традиционно принятым в отечественной проектной практике [6] формулам:

n = 1 – 0,25b/l (3);

nq = 1 + 1,5b/l (4);

nc = 1 + 0,3b/l, (5) в которых b и l – соответственно ширина и длина штампа.

Для незаглубленных штампов слагаемым рu (q) учитывается эффект заглубления штампа, достигаемого к моменту реализации рu, то есть ве личина осадки штампа Su.

Характеристика опытов. Все опыты, привлекаемые для сопостав ления опытных значений рu с рассчитанными, разделены на две группы:

I опыты, выполненные в условиях плоской деформации (в “пло ских лотках”);

II – опыты, проведенные в пространственных условиях, то есть в пространственных лотках, когда расстояния от боковых и торцевых граней штампа до стенок лотка таковы, что силы трения грунта вдоль боковых стенок лотка не оказывают влияния на величину рu и грунт основания ра ботает в пространственных условиях.

Необходимые для расчета рu опытные данные приведены в табл. 2.

Рис. 3. Графики для определения cv (пд) кварцевых песков в зависимости от относительной плотности ID и среднего разрушающего давления m (по М. Болтону [3]) Рис. 4. Графики для определения cv (ст) кварцевых песков в зависимости от относительной плотности ID и среднего разрушающего давления m (по М. Болтону [3]) Таблица Опытные данные и расчетные значения коэффициентов N,q,c и n,q,c с, Вид f (пс), f (ст), f (пд), с(пд), с, Su, 1, f, l, м b, м, т/м3 d, м Nc nq nc N n Nq град град. град. град. МПа прочности град. град. град. мм Группа I. I-1. Опыты М.В.Малышева (плоский лоток) ПП 0,23 0,15 1,70 0 33 36 30 - 45+ 33 12 32,3 26,1 1 1 f /2 36 53,6 37, ПП-1 33 30 25 25,3 26, 36 37,5 37, 45 33 22,4 30, 36 35,9 48, ПП 0,20 45+ 33 15 32,3 26, f /2 36 53,6 37, ПП-1 33 30 30 25,3 26, 36 37,5 37, ПП-1 45 33 30 22,4 30, 36 35,9 48, ПП 0,30 45+ 33 20 32,3 26, f /2 36 53,6 37, ПП-1 33 30 30 25,3 26, 36 37,5 37, 45 33 22,4 30, 36 35,9 48, I-2. Опыты ВОДГЕО (плоский лоток) ПП 0,23 0,08 1,70 0 39 32 45+ 39 8 91,5 56,0 1 f / 0,16 Продолжение табл. I-3а. Опыты А.С.Кананяна 1953-54 гг. (плоский лоток) ПП 0,82 0,10 1,70 0 33 36 39 32,5 45+ 36 8 53,6 37,7 1 f /2 39 91,5 ПП-1 36 32,5 40 41,4 37, 39 63,5 55, ПП 0,15 36 10 53,6 37, 39 91,5 ПП-1 36 32,5 50 41,4 37, 39 32,5 50 63,5 55, I-3б. Опыты А.С.Кананяна 1970 г. (плоский лоток) ПП 0,82 0,20 1,72 0 38 41 33,5 41+ 38 15 68,8 51,1 1 f /4 41 120,7 78, ПП-1 38 33,5 30 51,6 53, 41 85,5 86, I-4. Опыты Е.Захареску (плоский лоток) ПП 0,06 0,05 1,63 0 37 39-40 43-44 45+ 39 ~6 11,5 56,0 1 f /2 40 11,2 64, 43 197,9 99, 44 243,1 115, I-5. Опыты М.Ш.Минцковского (плоский лоток) ПП 0,45 0,08 1,65 0 35 37 32 45+ 35 3 45,2 33,3 1 f /2 37 63,5 42, осп 35 32 8 24,9 25, 37 26,1 27, I-6. Опыты В.П.Карпенко (плоский лоток) ПП 0,4 0,1 1,70 0 37,4 42 33 45+ 37,4 12 66,8 45,3 1 1 f /2 42 162,0 85, 0,8 0,2 37,4 15 66,8 45, 42 162,0 85, Продолжение табл. с, Вид 3 (пс), f (ст), f (пд), с(пд), с, Su, 1, f, l, м b, м, т/м d, м f Nc nq nc N n Nq град град. град. град. МПа прочности град. град. град. мм Группа II. II-1.Опыты Л.М.Гольдштейн (пространственный лоток) ПП 0,071 0,071 1,73 0 40-41 45+ 40 5 110,2 64,2 0,75 1, f /2 41 133,3 73, 0,142 40 7 110,2 64,2 0,88 1, 41 133,3 73, 0,213 40 8 110,2 64,2 0,92 1, 41 133,3 73, 0,284 40 9 110,2 64,2 0,98 1, 41 133,3 73, 0,355 40 10 110,2 64,2 0,95 1, 41 133,3 73, II-2. Опыты В.Г.Березанцева (пространственный лоток) ПП 0,40 0,06 1,72 0 41 45+ 41 3,5 133,3 73,9 0,96 1, f / Дополнительно к табличным данным ниже приводятся характери стики используемых в опытах песков и краткие комментарии по обосно ванию принятых для расчета значений углов f (пд) и f (ст) и c(пд).

I-1. Опыты М.В.Малышева. Использовался сухой речной песок средней крупности с последующим уплотнением ручной трамбовкой (e = 0,54 – 0,58;

ID = 0,67 0,40). Среднее значение f (ст) 33°, угла естест венного откоса е.о = 30° [7]. Значение f (пд) по М.Болтону (см. рис.2) составляет 33 + f = 33 + 3,5 = 36,5° (при m = 0,15 МПа и ID = 0,54), по формуле (1) 36°. Значение с(пд) принято равным углу естественного откоса, то есть равным 30°, что примерно равно значению с(пд), опреде ленному по М.Болтону и равному 36,5 – 9 = 29,5° (см. рис.3).

I-2. Опыты ВОДГЕО. В опытах 1949 г. [ 8 ], которые использованы в настоящей работе, в лоток укладывался мелкий песок средней плотно сти (e = 0,58;

ID = 0,48) в воздушно сухом состоянии. Лабораторные опре деления углов внутреннего трения песков отсутствуют. Значение угла ес тественного откоса e.о = 32°. Значение f (пд) определено по графику М.Болтона (см. рис.3) исходя из условия f (пд) = с(пд) + = 32 + 7 = 39°, где с(пд) принято равным e.о, а = 7° для ID = 0,48 при m = 0,15 МПа.

I-3. Опыты А.С.Кананяна. В опытах I-3а использовался средней крупности песок при средней плотности [9]. Угол внутреннего трения песка определялся на сдвиговом приборе конструкции М.Н.Троицкой и составлял f (пс) = 32 – 34°. В этом случае можно исходить из условия f (ст) = f (пс) +, где = 2 – 3°. Для среднего значения f (пс) = 33° и = 3° получено f (ст) = 36°. По М.Болтону (см. рис.2) для ID 0,45 и m = 0,15 МПа f 2,5°. Следовательно, f (пд) = 36 + 2,5 = 38,5°. Соглас но формуле (1) f (пд) = 39,4°. Окончательно для расчета приняты f (пд) = 39,0°. Значение с(пд) находится по графику (см.рис. 3) и равно 39,0 – 6,5 = 32,5°, значение с(ст) согласно графику (см.рис. 4) равно 36 – 3,5 = = 32,5.

Опыты 1970 г. (I-3б) проводились при переменной толщине грунта под штампом [10]. В рассматриваемой серии опытов толщина слоя песка составляла 1,2 м (h/b = 6). Опыты проводились с сухим аллювиальным песком средней крупности ( = 1,72 т/м3;

ID 0,5). Угол внутреннего тре ния песка f (ст) = 38°. По графикам (см. рис. 2 и 3) при ID = 0,5 и m = 0,15МПа определяются: f = 3, f (пд) с(пд) = 7,5. Соответственно получено f (пд) = f (ст) + f = 38 + 3 = 41 и с(пд) = 41 – 7,5 = 33,5.

По графику (см. рис. 4) определено f (ст) с(ст) = 4,5, откуда следует, что с(ст) = 38 – 4,5 = 33,5.

I-4. Опыты Е.Захареску. Для рассматриваемых опытов использо вался воздушно – сухой средней крупности песок ( = 1,63 т/м3;

ID = 0,6).

Угол внутреннего трения песка f (пс) = 37 и с = 0 (песок № 4). Значение (ст) определено из условия (ст) = (пс) +. Принимая = 3, полу чено (ст) = 40. По графику (см. рис.2) при ID = 0,6 и m = 0,15 МПа нахо дится f = 4 и получено f(пд) = 40 + 4 = 44. По формуле (1) получено также f (пд) = 44. В определении с(пд) нет необходимости, так как рас чет рu следует выполнять для ПП (Su 6мм). Результаты опытов заимство ваны из табл.4 [11].

I-5. Опыты М.Ш.Минцковского. В опытах [12] использовался круп ный песок плотностью = 1,65 т/м3, укладываемый с уплотнением. Угол внутреннего трения песка не указан. Угол естественного откоса e.о = 32° [13]. Для сопоставления опытных значений рu с рассчитанными использо ваны опыты, проведенные без возможности поворота штампа.

Если принять с(пд) = 32° и использовать график М.Болтона (см.рис.3) при ID 0,40 и m = 0,15 МПа, то = 5° и f (пд) = с(пд) + = 32 + 5 = 37°. Соответственно при тех же значениях ID и m по графику (см.рис.2) получается f = 2° и f (ст) = f (пд) – f = 37 – 2 = 35°.

I-6. Опыты В.П.Карпенко. Опыты [ 14 ] выполнялись на двух лот ках. Использовался люберецкий мелкий песок при средней влажности ~2,3% и послойной укладке. Среднее значение плотности сухого песка d = 1,66 т/м3. Угол внутреннего трения песка f (пс) = 36°. Значения f (ст) и f (пд) приняты по результатам испытаний, проведенным в работе [15] и представленным на рис.5. Для d = 1,66 т/м3 искомые значения составляют f (ст) = 37,4° и f (пд) = 42°. Правомерность использования этих данных основывается на схожести гранулометрического состава генетически од нотипных песков: в стабилометрических опытах [15] количество частиц размером 0,5 – 0,1 мм составляет 99,1%, в штампоопытах – 98,6%.

Опыты Л.М.Гольдштейн [16], В.Г.Березанцева [17], Белфастовского Университета [18] Де Беера и Д.Ладани [20] проводились в пространст венных лотках. Для песков в первоисточниках приведены значения f (ст). Для песков, использованных в опытах Л.М.Гольдштейн, были опре делены значения f (ст) = 39 (для = 1,73 т/м3) и f = 42 (для = 1,74 т/м3).

Расчеты рu (см. табл.2 и 3) выполнены для двух значений f (ст) = 40 и 41, которые являются средними опытными.

Рис.5. Опытные значений f (ст) и f (пд) для люберецкого песка (по данным работы [15]) Таблица Рассчитанные и опытные значения рu Рассчитанные значения рu, Вид f, с, Опытные значения рu, МПа 1, МПа, при 1, град.

прочности град. град. град.

45+f /2 45+f /4 45 рu(о) рuэ(о) рuэ'(о) рmax(о) Группа I. I-1. Опыты М.В.Малышева (плоский лоток) ПП 0,105 0, 45+f /2 33 0, 0,115 0,145 0,107 0, 36 0,145 0, 0,130 0, ПП-1 33 30 0,075 36 0,111 45 33 0, 0, 36 ПП 45+f /2 33 0, 0,130 0,157 0,163 0, 36 0,192 0, ПП-1 33 30 0,099 36 0,146 45 33 0, 0, 36 ПП 33 0, 45+f/2 0,190 0,192 0,198 0, 218 0,184 0, 36 0,286 0,191 0, 208 0, ПП-1 33 30 0,142 36 0,210 45 33 0, 0, 36 Продолжение табл. Рассчитанные значения рu, Вид f, с, Опытные значения рu, МПа 1, МПа, при 1, град.

прочности град. град. град.

45+f /2 45+f /4 45 рu(о) рuэ(о) рuэ'(о) рmax(о) I-2. Опыты ВОДГЕО (плоский лоток) ПП 0, 39 0, 45+f /2 0,264 0, I-3а. Опыты А.С.Кананяна 1953-54 гг. (плоский лоток) ПП 45+f /2 36 0,096 0, 0, 39 ПП -1 36 32 0,096 0, 39 ПП 36 0,143 0, 0, 39 ПП -1 36 32 0,138 0, 39 I-3б. Опыты А.С.Кананяна 1970 г. (плоский лоток) ПП 38 0, 45+f /4 0, 250 0, 41 0, 0, 275 0, 427 0, ПП -1 38 33,5 0, 0, 41 I-4. Опыты Е.Захареску (плоский лоток) ПП 45+f /2 39 0,080 - 0,188 0, 40 0,096 0, 43 0,171 0, 44 Продолжение табл. I-5. Опыты М.Ш.Минцковского (плоский лоток) ПП 45+f /2 35 0,061 0,088 - 0, 37 ОСП 35 0,036 0,036 - 0, 37 I-6. Опыты В.П.Карпенко (плоский лоток) ПП 45+f /2 37,4 0,123 0, 0, 0, 0, 0, 42 0, 37,4 0, 0, 625 0, 0, 42 0, 522 0, Группа II. II-1. Опыты Л.М.Гольдштейн (пространственный лоток) ПП 45+f /2 40 0,110 0, 41 0,132 40 0,129 0, 41 0,155 40 0,135 0, 41 0,162 40 0,139 0, 41 0,167 40 0,141 0, 41 0,170 II-2. Опыты В.Г.Березанцева (пространственный лоток) пп 45+f /2 41 0,142 0,109 0, Примечание. Для опытов группы I предпочтительным является расчет pu с использованием f (пд), для опытов группы II f (ст).

Соответственно, рассчитанные значения pu, являющиеся предпочтительными, выделены полужирным шрифтом.

Для опытов Лебего [19] значения f (пд) определялись по графикам (см. рис.2) и формуле (1) исходя из значений f (ст), приведенных автором испытаний.

Опытные значения предельных давлений. Анализ опытных значений рu(о) показывает, что экспериментаторы при достижении максимальных опытных давлений рmax(о) руководствуются различными практическими критериями, которые, как правило, не адекватны Su (провальной осад ке) и соответственно не позволяют достигать рu(о). Получаемые в этих случаях значения рmax(о) могут отличаться от истинных значений рu(о) на 5 – 15%. В связи с этим, когда имеются опытные зависимости S = f (р), за величину несущей способности основания при штамповых испытаниях авторы принимали значения рu(о), соответствующие провальной осадке, для выявления которой использовали экстраполяционные приемы, осно ванные на зависимостях – р, где = arc tgS/р, или р/S – p. В первом случае искомое значение рu(о) определяется экстраполяцией по графику f (p) как такое значение рuэ(о), которому соответствует = 90°, во вто ром случае – рuэ(о) = р (р/S = 0).

Если возникает необходимость корректировки рu(о) на влияние сил трения вдоль стенок лотка, то получаемая с учетом этого влияния величи на обозначена рuэ(о).

В зависимости от полноты исходной опытной информации соответ ствующие значения (от рmax(о) до рuэ(о) приведены в табл. 3.

Сопоставление рассчитанных и опытных значений рu. Расчет значе ний рu произведен по формуле (2) с использованием коэффициентов Nq и nq (см.табл. 2), результаты расчета приведены в табл. 3. Расчет значений рu для опытов Лебего и Белфастовского Университета представлен в табл.

4 и 5 в безразмерном виде (рu / b), что связано с особенностями представ ления опытных данных, приведенных в первоисточниках.

Результаты опытов, проведенных Е. Де Беером и Д. Ладани со штампами b = 4,87 см (l/b = 6) на песчаном основании из мольского одно родного песка [20], были представлены авторами испытаний в виде значе ний коэффициентов N в зависимости от d и N от f (ст) (последние при ведены на рис. 6). При определении значений N по опытным данным ав торы испытаний исходили из условия, что в момент исчерпания несущей способности грунта величина Su / b = 008, а значение n = 0,95, что позво ляет использовать для сравнения значения N, полученные при ПП и 1 = 45 + f /2.

Из сопоставления рассчитанных и опытных значений рu для опытов группы I следует:

по опытам М.В.Малышева – рассчитанные значения во всех случаях укладываются в экспериментальный разброс опытных значений, а в неко торых, например при b = 0,2 м, совпадают с опытными;

по опытам ВОДГЕО – наблюдается практически полное совпадение опытных и рассчитанных значений;

по опытам А.С.Кананяна 1954 г. – для штампа b = 0,10 м при f = f (ст) рассчитанные значения рu составляют для ПП – 0,163 МПа, для ПП-1 – 0,146 МПа, опытные – 0,151 МПа, из чего следует, что рассчитан ные значения рu достаточно хорошо коррелируют с опытными как в пер вом (при ПП), так и во втором (при ПП-1) случаях.

Таблица Характеристика опытов Лебего (плоский лоток) и сопоставление рассчитанных и опытных значений pu/b рu/b l, b, d, с, Вид d, Su, f (ст), f (пд), 1, f, B= S u nqNq Nq nq расчет опыт N n A=nN м м т/м3 м мм град. град. МПа прочности град. град. b (А+В) ПП 1,0 0,20 1,51 0 20 32,8 35 32,8 31,3 25,5 1 1 31,3 2,5 33,8 45+f/ 48, 35 45,2 33,3 45,2 3, 1,59 15 35,8 39,5 35,8 51,9 36,9 51,9 2,8 54,7 105, 39,5 100,9 60,1 100,9 4, 1,69 10 40,6 46 40,6 124,1 70,0 124,1 3,5 127,4 46 373,5 158,5 373,5 7,9 381,4 ПП- 25 40,6 46 40,6(33) 83,2 69,5 83,2 8,7 90, 235, 46(33) 216,0 158,3 216,0 19, Примечания: 1. В скобках приведены значения с.

2. Выделенные полужирным шрифтом рассчитанные значения pu/b являются предпочтительными.

Таблица Характеристика опытов, выполненных в Белфастовском университете, и сопоставление рассчитанных и опытных значений pu/b Вид рu /b d l Su Su, f(ст), с(ст), 1, b, см(in) проч- B= Nq nq расчет N n A = n N nq Nq мм град. град.

град. опыт b b b ности (А+В) ПП 6 0 35,5 45+f /2 49,4 35,5 1 1 49,4 5,6 55 1,27 2,54 24 38,2 79,3 50,3 79,3 7,9 87,2 88, (0,5 1)" ПП- 8м 35,5 29 33,8 39,1 33,8 5,5 39,3 32, 5,08 10, 16 38,2 32 55,4 50,0 55,4 8,0 63,4 (2 4)" Рис.6. Опытные (х) и рассчитанные ( ) значения коэффициента N для мольского однородного песка [20] Для штампа b = 0,15м при f = f (пд) хорошее соответствие значе ний рu наблюдается для ПП (рассчитанное – 0,243 МПа, опытное – 0, МПа), для ПП-1 различие составляет 17%. Значение рu(о) = 0,251 МПа яв ляется средним значением, полученным для 14 опытов, в связи с чем мож но предположить, что полученное расхождение не превышает разброса значений в опытах:

по опытам А.С.Кананяна 1970 г. – рассчитанное значение рu при f = f (пд) на 10% превышает максимальные опытные, что и следовало ожидать, так как рmax(о) значительно меньше рu(о). Экстрополяция сред них опытных значений давлений с использованием зависимости р/S – р показала, что рuэ(о) 0,427 МПа, а рuэ'(о) 0,388 МПа. Следовательно, рассчитанное значение рu = 0,331 МПа меньше рuэ'(о);

по опытам Е.Захареску – наблюдается практически полное совпаде ние опытных и рассчитанных значений;

по опытам М.Ш.Минцковского наблюдается полное совпадение опытных и рассчитанных значений;

по опытам В.П.Карпенко – для опытов b = 0,1 м имеет место прак тически полное совпадение средних значений, для опытов b = 0,2 м – рас считанные значения укладываются в зоне разброса экспериментальных значений;

по опытам Лебего – для опытов при d = 1,51 и 1,59 т/м3 – наблюда ется практически полное совпадение значений, при d = 1,69 т/м3 рассчи танное значение рu значительно превосходит опытное при ПП, однако при ПП-1 оно укладывается в диапазоне экспериментального разброса. Следу ет при этом заметить, что непосредственного (опытного) подтверждения правильности использования для расчета рu прочности ПП-1 нет (опытная зависимость S p отсутствует) и, следовательно, нет и аргументов, опро вергающих правомерность расчета по ПП-1.

Из аналогичного сопоставления для опытов группы II следует:

по опытам Л.М.Гольдштейн – рассчитанные значения при f (ст) = 41 практически совпадают с опытными. Следует отметить, что способ учета увеличения l/b при постоянной ширине штампа, использованный в расчетах, также подтверждается опытами;

по опытам В.Г.Березанцева – рассчитанные значения рu = f [f (ст)] несколько (на ~ 7,5%) превышают максимальные опытные значения;

по опытам, выполненным в Белфастовском университете – наблю дается достаточно хорошее соответствие рассчитанных и опытных значе ний рu.

по опытам Де Беера и Д.Ладани – в целом наблюдается удовлетво рительное соответствие (см. рис. 6) – лучшее для плотных песков, не сколько меньшее для песков рыхлых и средней плотности, но и в этих случаях отклонение рассчитанных значений рu от опытных не выходит за пределы, обусловленные 5% отклонением частных значений f (ст) от нор мативных значений.

В рассматриваемом контексте наибольший интерес представляет сопоставление параллельных испытаний штампов одинаковой ширины в плоских и пространственных лотках на одном и том же песке. Такие ис пытания были проведены Т.Ф.Липовецкой [21], к сожалению, при этом не были определены значения углов f (ст) и f (пд). Тем не менее, из них можно извлечь полезную информацию. Из опытов в плоском лотке по ре зультатам 10-ти опытных испытаний было определено среднее значение N = рu/b = 56,5. Исходя из предположения, что в этих испытаниях реали зовалась прочность ПП, обратным расчетом получено, что этому случаю соответствует f (пд) = 36°. По рис.2 при ID = 0,8 0,9 ( = 1,75 1,8 т/м3) и m = 0,45 МПа находится f = 5 и получается f (ст) = 36 5 = 31°. Со ответственно, для пространственного лотка при f (ст) = 31, N = 23,3 и n = 0,96 получено рu /b = 23,3/0,96 = 24,3. Среднее опытное значение рu/b из 7 опытов составляет 23,6/0,96 = 24,6. Таким образом можно пола гать, что значения pu /b по расчету и опытам практически одинаковы.

Причина различия в результатах, получаемых в плоских и пространствен ных лотках обуславливается различием в значениях f, соответствующих условиям проведения опытов.

Выводы 1. Сопоставление рассчитанных значений рu с опытными показыва ет, что для незаглубленных прямоугольных модельных штампов значения рu, определяемые по способу авторов, могут рассчитываться с достоверно стью, удовлетворяющей инженерным целям.

2. Опыты, проводимые в плоских лотках, позволяют получать необ ходимую информацию в объеме не меньшем, чем опыты, проводимые в пространственных лотках.

3. В значительной степени достоверность определения рu расчетом зависит от достоверности определения прочностных характеристик грун тов f и с, отвечающих условиям проведения штампоопытов и получае мых на основании статистической обработки. В тех случаях, когда штам поопыты не сопровождаются параллельными испытаниями грунта в ста билометрах или приборах трехосного сжатия, приходится прибегать к приближенным приемам определения значений углов внутреннего трения грунта, соответствующих условиях штампоопыта. Использованные в дан ной работе косвенные способы (графики М.Болтона и формула (2)) позво ляют оценить возможные значения искомых углов и получить, как пока зывает сравнение опытных и рассчитанных значений рu, достаточно хоро шее их соответствие.

4. Не менее важным условием для оценки достоверности получае мых расчетом значений рu является, в свою очередь, достоверность опыт ных величин рu(о), обусловленная не только представительностью штам поопытов (количеством дублей), но и наличием опытных зависимостей S f (р), которые позволяют устанавливать истинные значения рu(о), не всегда достигаемые в опытах.

Сопоставление рассчитанных значений рu с опытными, подтвер ждающее достаточно хорошее их совпадение в случае незаглубленных модельных прямоугольных штампов, является первым этапом выполнен ной авторами оценки достоверности расчетного способа определения рu.

Для окончательной оценки достоверности определения pu необходимо еще оценить эффект заглубления штампов в грунт, влияние их формы и сцепления, а также специфику крупноразмерных штампов и натурных фундаментов, проявляющуюся в значительных величинах осадок основа ний, необходимых для реализации их несущей способности.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Беллендир Е.Н., Шейнкман Д.Р. Об учете дополнительных факторов, влияю щих на несущую способность песчаных оснований центрально-нагруженных малозаглуб ленных фундаментов // Основания, фундаменты и механика грунтов. 2004. №4. C. 2-8.

2. Lee K.L. Comparison of plane strain and traxial tests on sand // ASCE. V.96. №SM3.

1970. рp.901-924.

3. Bolton M.D. The strength and dilatancy of sands // Geotechnique. 1986. V.36. №1. рp.

65-78.

4. Криворотов А.П. К вопросу о надежности расчетов устойчивости грунтовых ос нований и массивов // Известия ВУЗов. Строительство. 2000. № 11. С.14-18.

5. Зарецкий Ю.К. Ломбардо В.Н. Статика и динамика грунтовых плотин. М.:

Энергомашиздат. 1983.

6. СНиП 2.02.-01-83. Основания зданий и сооружений // Госстрой СССР. М.:

Стройиздат.

7. Малышев М.В. Теоретические и экспериментальные исследования несущей спо собности песчаного основания. М.: Изд-во ВОДГЕО. 1953.

8. Ничипорович А.А., Хрусталев Н.Я. Устойчивость бетонных водоподпорных сооружений на нескальных грунтах. М.: Госстройиздат. 1957.

9. Кананян А.С. Экспериментальное исследование разрушения песчаного основа ния вертикальной нагрузкой // Труды НИИОСП. М. 1954. №24. С.23-30.

10. Кананян А.С. Экспериментальное исследование устойчивости оснований ко нечной толщины // Основания, фундаменты и механика грунтов. 1970. №5. С.5-7.

11. Zaharescu E. Contribuii la studiul capacitii portante a fundaiilor. Editura aca demiei republicii populare romine. 1961. P. 298.

12. Минцковский М.Ш. О траекториях перемещения частиц песка под моделями ленточных фундаментов // Основания, фундаменты и механика грунтов. 1961. № 4. С.10 12.

13. Минцковский М.Ш. Об упругом ядре в песчаном основании при наклонной нагрузке на незаглубленный фундамент // Инженерно-физический журнал. Минск. 1969.

Т. №2. С.117-121.

14. Карпенко В.П. Экспериментальное исследование влияния динамических воз действий на несущую способность песчаных оснований внецентренно нагруженных фун даментов. Автореф …канд. техн. наук. М. 1975.

15. Зарецкий Ю.К. и др. Деформируемость и прочность песчаного грунта в усло виях плоской деформации при различных траекториях нагружения // Основания, фунда менты и механика грунтов. 1981. №4. С. 25-28.

16. Гольдштейн Л.М. Расчет несущей способности оснований с учетом простран ственного распределения предельных напряжений. Автореф … канд.техн.наук. Л. 1969.

17. Березанцев В.Г. и др. Исследования прочности песчаных оснований // Труды ВНИИ транспортного строительства. 1958. Вып. 28. С.47-121.

18.Graham I., Stuart G. Scale and boundary effects in foundation analysis // ASCE. SM 11. 1971. pp. 1533-1548.

19. Lebque Ives. Pouvoir portant du sol sous une charge incline // Annales de l’Institut Technique du Btiment et des Travaux Publics. 1965. №210. рр.857-873.

20. Е.Де Беер, Б.Ладани. Экспериментальное изучение несущей способности пес чаного грунта под круглыми незаглубленными фундаментами // Механика грунтов и фун даментостроение. Труды V Междунар. конгресса. М.: Стройиздат. 1966. С.139-157.

21. Липовецкая Т.Ф. Экспериментальная проверка правил моделирования напря женного состояния сыпучей среды // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. Л.: Энергия.

1960. Т. 66. С.247-254.

УДК 624.137.034.9:626/ Инж. М.П. Павчич ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СМЕСЕЙ ГРУНТОВ И СПОСОБОВ КОНТРОЛЯ ЗА ИХ УКЛАДКОЙ Принципы проектирования смесей грунтов В настоящее время в гидротехническом (для возведения противо фильтрационных элементов (ПФЭ), ядер, экранов и понуров), промыш ленном, гражданском и дорожном строительстве получило широкое при менение использование естественных и искусственных смесей, глинистых, песчаных, песчано-гравелистых и крупнообломочных грунтов. Грунты, как правило, укладываются в предельно плотном состоянии, что позволя ет значительно улучшить их физико-механические свойства и, что осо бенно важно, существенно снизить их деформативность и повысить филь трационную прочность. Ниже приводится методика проектирования и подбора смесей крупнообломочных, песчаных, песчано-гравелистых и глинистых грунтов, которые должны быть уложены в тело сооружений в предельно плотном состоянии [1 3].

Рассматриваемый грунт (смесь) содержит в своем составе крупнооб ломочный материал и мелкие фракции заполнителя, в том числе и глини стые (рис.1).

Предложенный способ, основанный на определении критического содержания мелкозема Pмкр в грунтовой смеси, при котором после уплот нения между частицами крупной фракции устанавливаются непосредст венные контакты (см.рис. 1,б), а поры полностью заполняются частицами мелкозема. Если содержание мелкозема в грунтовых смесях больше кри тического значения Pм Pмкр (см.рис. 1,а), то крупные фракции “плавают” в мелкоземе. Такая смесь грунта, находящаяся под действием сжимающих напряжений, представляет собой общую защемленную систему всех час тиц (крупных и мелких), входящих в состав грунта, и обеспечивает его суффозионную прочность, при которой выноса мелких фракций фильтра ционным потоком не может происходить. Для определения необходимого содержания мелкозема следует разделить грунт на крупные и мелкие фракции путем просеивания через сито с отверстиями 2 мм. Затем приме нительно к конкретной технологии при различных значениях влажности раздельно уплотнить образцы из крупной и мелкой фракций. Начальную плотность грунтов, укладываемых в грунтовые плотины, необходимо ус танавливать исходя из допустимых неравномерных деформаций, осадок, смещений элементов плотины, при которых обеспечивается надежная и безопасная эксплуатация сооружения.

По результатам испытаний устанавливается максимальное значение плотности сухого грунта (материала) образцов из мелкой ( м ) и крупной d ( d ) фракций, а методом парафинирования плотность частиц крупной к фракции ( к ). Кроме того определяется рыхлое сложение крупнозема к р.

s d а) б) Рис. 1. Схема смеси при сплошном заполнении пор крупнообломочного грунта:

а – мелкозем между частицами крупнообломочного грунта;

б – имеется непосредственный контакт между частицами крупнообломочного грунта, а их поры заполнены мелкоземом Критическое содержание мелкозема Pмкр, при котором крупные фракции вступают в контакт между собой, а поры полностью заполнены плотным мелкоземом, определяется из соотношения:

м ( м к ) Pмкр = м к d s d. (1) d ( s d ) + к к к sd При содержании в грунтовой смеси мелкозема Рм Pмкр крупные фракции образуют жесткий скелет, а мелкозем частично и неплотно за полняет поры между крупными фракциями. В этом случае внешняя на грузка передается через жесткий скелет из крупных частиц, а мелкозем свободно лежит в порах. Он остается ненагруженным, в результате чего при определенных гидродинамических характеристиках фильтрационного потока может быть вынесен, то есть такой материал является суффозионно неустойчивым, не плотным.

При определении процентного содержания мелкозема Pмкр в смеси грунта по формуле (1) с учетом рыхлого сложения крупных фракций, то есть dк = к р получается Рм Pмкр. В этом случае заведомо образуется же d сткая структура грунта с общим защемлением частиц всех размеров, вхо дящих в его состав с максимальной плотностью при принятой технологии возведения сооружения.

Требуемое содержание мелкозема в смеси грунта Рмт должно быть Рмт = Рм n, (2) где n – коэффициент надежности по ответственности сооружения (табл. 1).

Таблица Коэффициент надежности по ответственности сооружений Класс I II III IV сооружений Значение n 1,25 1,20 1,15 1, На основании формулы (1) с учетом формулы (2) можно проектиро вать грунтовые смеси такого состава, который требуется для возведения сооружения.

Окончательно вопрос о содержании мелкозема Рмт в смеси грунта должен решаться в результате их опытной укладки и укатки в профильных объемах сооружения, то есть с учетом технологии возведения зон грунта.

Пористость смеси можно определить по формуле nсм = nк nм, (3) где nк – пористость крупнозема;

nм – пористость мелкозема, к м nк = 1 d nм = 1 d.

(4), (5) к м s s В случае, когда плотность частиц мелкозема м и плотность круп s ных частиц к разные, плотность частиц смеси см определяется по фор s s муле:

к м см = ss. (6) (1 Рм ) м + к Рм s s s На рис. 2 приведена номограмма для определения физических ха рактеристик смеси nсм = f (Рм) при nк=const и nм = var, или nм= const и nк= var.

Пористость смеси грунта nсм Рис. 2. Номограмма для определения физических характеристик смеси грунтов:

nсм = f(P) при nк= const, nп= var или nп= const и nк= var При избытке в смеси грунта мелкозема (см.рис. 1, а) сжимаемость ее определяется сжимаемостью мелкозема. При содержании в смеси мелко зема равного Рм сжимаемость ее определяется всеми частицами, входя щими в состав грунта (см.рис. 2, б).

Определение плотности уложенного грунта методом шурфа (лунки) Контроль плотности крупнообломочных грунтов производится спо собом шурфа (лунки) [3], (табл. 2).

Таблица Объем и размеры шурфа в зависимости от крупности отдельных включений Максимальный Размер лунки (шурфа), мм Ориентировочный размер объем, л в плане глубина включений, мм 100 10 120120 150 20 150150 200 40 200200 250 60 300300 400 100 500500 800 200 и более до 800800- Плотность грунта определяется по формуле d = mp /V (т/м3), (7) где mр – масса грунта, вынутого из шурфа, т;

V – объем шурфа, м3.

Взвешивание вынутого из шурфа грунта производится в зависимо сти от объема пробы на простых торговых или автомобильных весах. Оп тимальный размер шурфа, то есть объем пробы (шурфа), зависит от грану лометрического состава исследуемого грунта и должен удовлетворять следующим условиям Vмин V (5d90)3, где Vмин= 3 л – минимальный объем шурфа;

V – объем шурфа, л;

d90 – диа метр частиц, соответствующих 90% обеспеченности по кривой грануло метрического состава.

Например, при максимальном диаметре частиц крупнообломочного материала 200 мм и d90 = 190 мм объем пробы (шурфа) будет V = (50,19)3 = 0,8 м3.

Шурф может иметь форму цилиндра (15 см Dц 5d90, h d90), ку ба (15 см а 5d90) или полусферы (8 см R 2,5d90), где Dц и hц – соот ветственно диаметр и высота шурфа, имеющего форму цилиндра;

а – сто рона куба;

R – радиус полусферы.

Определение объема вынутого грунта из шурфа может осуществ ляться двумя способами:

с помощью засыпки шурфа тарировочным однородным сухим круп нозернистым песком или гравием;

с помощью воды и тонкой водонепроницаемой пленки, выстилаю щей стенки и дно шурфа.

Первый способ определения объема шурфа при наличии в изучае мом грунте мелких и крупных пор (в зависимости от раскладки частиц грунта) может привести к искаженным результатам поскольку тарировоч ный грунт может просыпаться в поры, увеличивая тем самым объем выну того грунта. Увеличение объема шурфа занижает определяемую величину плотности.

Тарировочный грунт должен подбираться из условия непросыпае мости 3 мм dт.г 1,1dсг (8) и dсг = 0,252е0 d17, (9) где dт.г – диаметр частиц тарировочного грунта при соблюдении требова ний 1 K60,10 5 ;

dсг – диаметр сводообразующих частиц изучаемого грун т.г та;

d17 – диаметр частиц изучаемого грунта, соответствующий 17% обес печенности кривой гранулометрического состава;

е0 = 0,62 – приведенный коэффициент пористости.

Замер объема шурфа с помощью тарировочного грунта производит ся двумя способами.

Первый способ (рис. 3) а) Если шурф имеет небольшие размеры (0,50,50,5 м), дно и стен ки его выстилают марлей 1 и заполняют тарировочным грунтом 2. Тариро вочный грунт должен находиться вблизи от шурфа в специальном мерном баке.

б) Если размеры шурфа больше, чем 0,50,50,5 м, замер его объема производится следующим образом: с помощью тарировочного грунта выравнивается дно шурфа;

края шурфа закрепляются металлической рам кой 4;

в шурф опускается мерный бак (цилиндр) 3 (размеры бака должны быть немного меньше размеров шурфа);

пространство между стенками шурфа и мерным баком засыпается тарировочным грунтом 5, взятым из мерного бака. Засыпка должны производиться с высоты 25 см.

а) б) Рис. 3. Схема определения плотности грунта с помощью тарировочного грунта Объем шурфа в этом случае вычисляется по формуле:

V = Vc + Vт.г, (10) где Vc – объем мерного цилиндра;

Vт.г – объем тарировочного грунта, вы равнивающего дно шурфа и заполняющего пространство между стенками шурфа и баком.

Второй способ определения объема шурфа заключается в следую щем (рис. 4): на площади будущего шурфа делают небольшое углубление 1, которое выстилают пленкой 2;

в углубление наливают воду до произвольного уровня, замеряют отметку этого уровня и объем налитой воды V1;

пленку 2 удаляют, вынимают грунт из основного шурфа 3 и определяют его массу G0;

выстилают дно и стенки шурфа пленкой 4, наливают воду до прежней отметки и определяют объем налитой в шурф воды V2;

искомый объем шурфа, соответствующий взвешенному грунту G0, определяется формулой V = V2 – V1. (11) Рис. 4. Схема определения плотности грунта с помощью воды и водонепроницаемой пленки Определение гранулометрического состава крупнообломочных грунтов Гранулометрический состав крупнообломочных грунтов определя ется в следующей последовательности:

анализ грубых обломков (глыбы, валуны, камни);

анализ крупных обломков (галька, щебень);

ситовой анализ (песок);

анализ пылевато-глинистых частиц.

Анализ грубых обломков выполняется непосредственно в обнаже нии или в стенках горной выработки при помощи накидной сетки или по фотоснимкам.

Выделение и разделение крупных фракций (200 20 мм) производят грохочением. Выделяют фракции размерами 200, 200100, 10060, 20 и 20 мм. При производстве этого анализа необходимо следить, чтобы на крупных обломках не оставалось прилипших песчано-глинистых час тиц. Обломки, оставшиеся на сите, должны перед взвешиванием очищать ся от прилипших частиц, которые пропускаются через грохот для даль нейшего разделения. Масса пробы для грохочения зависит от размеров обломков и определяется по формуле Gp = d (5 d90)3, (12) где Gp – вес пробы;

d – плотность сухого грунта;

d90 – диаметр частиц, содержащихся в изучаемом грунте 90% по весу.

Частицы размером менее 20 мм подвергаются ситовому анализу.

Проба для ситового анализа отбирается из той части породы, которая прошла через грохот с отверстиями 20 мм, и сокращается методом кварто вания до 1 3 кг.

Линейный метод определения гранулометрического состава крупнообломочных грунтов Линейный метод применяется, когда крупность материала настолько велика, что не позволяет применить стандартный ситовой анализ. При этом должны соблюдаться следующие условия:

проба грунта должна быть представительной;

объем (масса) пробы должен быть достаточным;

измерения размеров фракций и их проекций должны выполняться методически правильно.

Поверхность крупнообломочного материала может опробоваться непосредственно в горной выработке после предварительного обрушения грунтовой массы, а также после выгрузки из автосамосвалов, железнодо рожных платформ, судна. При этом представительность пробы обеспечи вается по-разному:

если материал не перевозят, то проба отбирается со всего обрушен ного массива в шахматном порядке и на глубину;

если материал перевозится, то проба берется накопительно, в зави симости от количества горной массы или другого грунта (например, каж дая вторая, третья, пятая или десятая автомашина).

В обоих случаях отдельно взятые пробы ссыпаются на специальную площадку и объединяются. Достаточный вес пробы определяется по фор муле Gп = 10d D3 / K60,10, 0, (13) где d – плотность сухого грунта, ориентировочно 1,8 2,0 т/м3;

D – диа метр наибольших фракций, м;

К60,10 – коэффициент разнозернистости.

Например, вес пробы с наибольшим диаметром фракций D = 1 м, d = 1,8 т/м3 и К60,10= 25 составит Gп = (101,81)/(2,5)0,1 = 13 т.

Материал условно разбивается на классы крупности: больше 1000 мм, 1000 800 мм;

800 600 мм;

600 400 мм;

400 200 мм;

200 100 мм;

100 50 мм и менее 50 мм. Желательно через такие же ин тервалы разметить и рейку, с помощью которой будут производиться из мерения.

По всей поверхности пробы (конус отсыпки материала, отвала, на груженного вагона, судна) условно проводится ряд параллельных линий с помощью натянутой нити или бечевы. Расстояние между соседними ли ниями берется больше диаметра наибольшей фракции. Если конус высо кий и с крутыми бортами или материал отсыпан грядой или на откосе – линии нужно проводить так, чтобы избежать искажения результатов от сегрегации материала, то есть радиально, если конус круглый, или парал лельно, когда конус или материал на откосе, но сверху вниз, чтобы каждая линия проходила через зоны мелкого и крупного материала. Затем на каж дой линии производится замер проекции бечевы на камни, лежащие под ней на поверхности пробы. При этом каждый камень по своим фактиче ским размерам относится к той или иной фракции, и величина замеренно го отрезка проекции заносится в соответствующую колонку (табл. 3). Мо жет оказаться, что измеряемый камень прикрыт другим камнем или про екция бечевы проходит через край (угол) камня. В этом случае камень от носится к фракции, которая соответствует его истинным размерам, а величина проекции берется такой, какая она в действительности. Если линия проходит через несколько камней одной фракции, тогда замеряется длина их общей проекции, и она заносится в колонку, соответствующую размерам каждого из этих камней.


Для получения надежных результатов общее число замеренных камней должно быть достаточно велико (около 1000 шт.). По окончании замеров производится подсчет суммарной длины проекции по каждой фракции (lф, мм), а затем суммарной длины проекции всех фракций (Lобщ, мм). Содержание (частный выход, m %) материала каждой фракции определяется по формуле m = (lф / Lобщ) 100 %. (14) Полученные результаты представляются в виде графика грануло метрического состава грунта и заносятся в таблицы, с указанием наимено вания материала, даты, места и отбора, количества замеров и массы пробы (табл. 3 и 4).

Таблица Форма записи результатов определения гранулометрического состава крупнообломочного материала линейным методом Длина проекции (мм) при диаметре фракции (мм) 1000 800 800 600 600 400 400 200 200 100 100 50 50 450 350 480 260 180 60 600 400 520 170 90 80 840 550 340 380 130 170 520 250 370 120 160 260 950 680 560 280 70 40 Итого Итого Итого Итого Итого Итого Итого lф1= lф2= lф3= lф4= lф5= lф6= lф7= 3296 4944 6180 10300 6185 4120 Всего: Lобщ = lф1 + lф2 +…+ lф6 + lф7 = Таблица Форма записи результатов анализа гранулометрического состава горной массы Выход, % Длина проекции, Крупность фракций, мм суммарный мм частный (остаток на сите) 1000 800 3296 8 800 600 4944 12 600 400 6180 15 400 100 10300 25 200 100 6185 15 100 50 4120 10 50 0 6175 15 Итого: 41200 100 Вывод Разработанная методика позволяет проектировать гранулометриче ские составы несуффозионных грунтов, содержащих крупные и мелкие фракции и использовать их для возведения противофильтрационных эле ментов (ядер, экранов) с высокой фильтрационной прочностью. Также эта методика применима для использования укатанных бетонов и асфальтобе тонных смесей в гидротехническом строительстве.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. А. с 1415185. Россия. G 01 №33/24. Способ контроля качества уплотнения грун товой смеси / А. Н. Ермолаева, М. П. Павчич, Б. Ф. Рельтов / Открытия. Изобретения. 1988.

№ 29.

2. Информационный листок. Способ контроля качества уплотнения грунтовой смеси / А. Н. Ермолаева, М. П. Павчич, Б. Ф. Рельтов. Л. 1988.

3. Руководство по геотехническому контролю за подготовкой оснований и возве дением грунтовых сооружений в энергетическом строительстве: РД 34 15.073-91. Л. 1991.

УДК 624.131.372/ Канд.техн.наук В.В.Голицын, канд.техн.наук Э.А.Фрейберг ВНИИГ им Б.Е.Веденеева инж. Г.В.Созыкин СПбГПУ ЛАБОРАТОРНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ГРУНТОВ ДЛЯ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ДЕФОРМАЦИЙ МАССИВА СКЛОНА Зону сдвигового деформирования массива, а следовательно и по верхность скольжения потенциального оползня, можно определить не только с помощью инструментальных замеров, но и по данным лабора торных испытаний грунтов склона из зон, подверженных деформациям.

Характеризуют эту зону (поверхность скольжения) наименьшие значения уровня предельной пластической деформации среза образцов грунта из деформирующегося массива. Здесь используется эффект “памяти” грун тов.

Грунты обладают свойством запоминать и удерживать в себе в тече ние определенного времени деформационные изменения, произошедшие в них под воздействием испытанных напряжений, и обнаруживать приобре тенную деформированность (воспроизводить эту информацию при после дующих определенных испытаниях грунтов).

Исследованиями установлено, что деформирование образцов пород, не подвергшихся нагружению, и образцов, претерпевших предварительное нагружение и деформирование, различно. У предварительно недеформи рованных образцов при нарастании напряжений наблюдается прогресси рующий рост остаточных деформаций, а график деформирования, выра жающий зависимость деформаций от действующих напряжений l = f(), имеет вид плавной кривой и не имеет резких изломов (рисунок, кривая 1).

Характер деформирования предварительно нагруженных и дефор мированных до определенного уровня (А), а затем полностью разгружен ных образцов при последующем нагружении изменяется. В интервале на грузок от нуля до значений, соответствующих уровню предварительного нагружения, остаточные деформации весьма малы или отсутствуют, мо дуль деформации практически не изменяется и соответствует по величине модулю упругости. При превышении уровня предварительного нагруже ния остаточные деформации возрастают, а модуль деформации уменьша ется (рисунок, кривая 2).

Проскуряков Н.М., Карташов Ю.М., Ильинов М.Д. Эффекты памяти горных пород при различных видах их нагружения // Эффекты памяти в горных породах / Сб.научных трудов. МГИ. М. 1986. С. 22-37.

Характер деформирования образцов упруго-пластичного грунта:

1 – грунт исходного состояния;

2 – грунт деформированного состояния Экспериментально установлено, что в опытах на срез с ростом сре зающей нагрузки на образец породы происходит накопление необратимых пластических деформаций и возрастание степени мобилизации упругих де формаций, причем если рост пластических деформаций происходит неуклон но вплоть до момента разрушения образца, то возрастание упругих дефор маций наблюдается до момента достижения величины срезающих напря жений, равных пределу длительной прочности породы. При действующих на образец породы нагрузках, превышающих предел длительной прочно сти, степень мобилизации упругих деформаций остается практически не изменной.

В предлагаемом методе оценка деформированного состояния грун тов в массиве производится на основе результатов испытания образцов грунтов на одноосное сжатие или срез (в срезных приборах) в режиме цикличной загрузки-разгрузки. При испытаниях определяются следующие величины:

lпр – абсолютная предельная деформация среза, мм;

l 0 упр – абсолютная предельная упругая деформация среза, мм;

lпл = lпр l 0 упр – абсолютная предельная пластическая деформа ция среза, мм;

dпл = lпл / l 0 упр – уровень предельной пластической деформации среза.

Наименьшая величина dпл характеризует наименьшую “деформаци онную сохранность” образца грунта, а значит, и грунтового массива в том месте, где отобран образец грунта, и “наибольшую возможность” нахож дения в этом месте массива зоны сдвигового деформирования и поверхно сти скольжения потенциального или уже проявившегося оползня.

Лабораторные определения деформационных характеристик были проведены на образцах грунтов, отобранных из скважины в зоне дефор мирования массива на площадке Одесского припортового завода. Образцы были отобраны из зон, подверженных деформациям, и вне зон деформи рования (рядом со скважиной для отбора образцов находится наблюда тельная скважина глубиной 40 м, где систематически проводятся наблю дения за деформацией массива).

Для испытаний на сдвиг были отобраны образцы с интервалов глу бин 12 13 м, 20 22 м (предполагаемая зона современного оползневого сдвига), 31 34 и 38 39 м.

Методика испытаний включала определение прочностных показате лей по стандартной схеме испытаний в срезном приборе ВСВ-25 и одно временное определение пределов ползучести и предельных деформаций. В процессе испытаний при срезе образцов выполнялось одинаковое количе ство релаксаций и разгрузок для всех типов испытываемых грунтов. В этом случае некоторые погрешности при определении показателей lпр и lпл оказываются одинаковыми для всех типов грунтов, отобранных в скважинах из массива, и единообразно (с одинаковой степенью погрешно сти) влияют на определение уровней предельной пластической деформа ции среза dпл образцов грунта из соответствующих горизонтов исследуе мого массива. Результаты выполненных испытаний грунтов приведены в таблице.

Анализ полученных результатов испытаний грунтов склона, ото бранных из инженерно-геологической скважины, показал, что по показа телям dпл в наименьшей степени сохранности находятся пласты глин с глубины 20,0 21,0 м (dпл = 2,80, при максимальных значениях dпл = 4,05 у глин с глубины 38,0 м) и пласты глины с глубины 32,0 34,0 м (dпл=1,81).

Эти данные хорошо коррелируются с инструментальными замерами деформаций массива в рядом расположенной наблюдательной скважине, где отмечаются повышенные деформации до глубины 20,0 22,0 м (сред няя величина деформации ствола скважины за три года наблюдений со ставила 42,3 мм в сторону лимана) и до глубины 32,0 34,0 м (средняя величина деформации ствола скважины за три года наблюдений составила 23,7 мм в сторону моря).

Очевидно, что выявленная зона деформирования в глинах на глуби не 20,0 22,0 м носит современный характер (с момента начала строи тельства завода) и имеет показатели деформированности меньшие (dпл = 2,80), чем соответствующие показатели для древней зоны деформирования в глинах на глубине 32,0 34,0 м (dпл=1,81). Следует еще отметить, что в образцах глин, отобранных с этой глубины, отмечаются древние плоско сти скольжения, что дает возможность предположить о деформациях мас сива по этим горизонтам в сторону моря задолго до строительства завода.

Прочностные и деформационные характеристики грунтов Срезающее напряжение, МПа Предельная деформация среза Нормаль № испыта- уровень пластической Интервал отбора (м), ное напря- абсолютная, мм ния Примечание деформации описание грунта жение, мгн п/п *мгн *п/п (образца) среднее МПа lпр l упр lпл lпл /l 0 упр значение 3 0,20 0,136 0,124 0,144 - 4,6 0,94 3,66 3, 1 0,24 0,135 0,122 0,144 0,122 4,0 0,86 3,14 3, 13,0 13,2;

3, глина желтосерая 4 0,30 0,217 0,195 0,193 - 5,0 1,04 3,96 3, 2 0,34 0,168 0,159 0,212 0,187 3,6 0,83 2,77 3, 2 0,30 0,236 0,213 3,6 1,12 2,48 2, 20,0 20,2;


Зона деформирова глина серая 1 0,40 0,278 0,249 3,6 0,86 2,74 3, 2,80 ния в интервале с прослоями глины 3 0,40 0,212 0,167 3,2 0,80 2,40 3,00 глубин 20,0 20,5 м песчаной 2 0,40 0,276 0,238 0,117 0,104 4,4 0,90 3,50 3, 22,0 22,2;

3, 3 0,40 0,219 0,193 4,0 0,84 3,16 3, глина серая 1 0,50 0,336 0,295 4,2 0,86 3,34 3, 8г 0,30 0,465 0,412 0,176 0,168 2,8 1,02 1,78 1, 10г 0,40 0,502 0,436 0,271 0,242 3,2 1,16 2,04 1,76 Зона максимально 33,0 33,2;

1,81 го деформирования 7г 0,50 0,456 0,411 0,394 0,380 2,8 1,10 1,70 1, глина темносерая (древняя) 9г 0,60 0,456 0,413 0,309 0,273 2,8 0,97 1,83 1, 6г 0,70 0,550 0,469 0,139 0,136 2,9 0,93 1,97 2, 1г 0,40 0,182 0,158 0,131 4, 2г 0,40 0,269 0,249 4,2 0,74 3,46 4, 38,0 38,2;

4, 3г 0,60 0,343 0,295 0,261 3,6 0,72 2,88 4, глина серозеленая 5г 0,60 0,342 0,297 0,310 3,6 0,74 2,86 3, 4г 0,80 0,347 0,288 0,268 0,239 4,0 0,86 3,14 3, Примечание. мгн – стандартное предельное сопротивление срезу, МПа;

п/п – предел ползучести, МПа;

*мгн – предел сопротивления срезу по сформированному контакту среза (срез по срезу), МПа;

*п/п – предел ползучести по сформированному контакту, МПа.

Выводы 1. Выполненные лабораторные определения деформационных харак теристик образцов грунта, отобранных из зон деформирования, показали, что уровень предельной пластической деформации среза (уровень дефор мационной сохранности) значительно меньше (в 1,5 2 раза), чем у образ цов, отобранных вне зон деформирования.

2. Полученные меньшие значения предельной пластической дефор мации среза у образцов из зон деформирования хорошо коррелируются с инструментальными данными по замеру сдвигового деформирования мас сива. Было подтверждено, что современная зона деформирования нахо дится в глинах на глубине 20,0 21,0 м и сформировалась в период строи тельства и эксплуатации завода, а на глубине 32,0 34,0 м находится зона древних деформаций (образцы имеют древние плоскости скольжения).

УДК 622. Канд. тех. наук М.А. Шинтемиров Павлодарский государственный университет им. С. Торайгырова ПОДХОДЫ К ОЦЕНКЕ СОЦИАЛЬНО-ЭКОЛОГИЧЕСКОЙ БЕЗОПАСНОСТИ ХВОСТОХРАНИЛИЩ ОБОГАТИТЕЛЬНЫХ ФАБРИК Хвостохранилища обогатительных фабрик являются техногенными образованиями, возникающими при складировании отходов обогащения.

Площадь, занятая отходами обогащения, составляет десятки тысяч гекта ров. Увеличение мощности предприятий по выпуску продукции и вовле чение в переработку более бедных руд связаны с ростом количества отхо дов и площадей, занимаемых хвостохранилищами. Современные хвосто вые хозяйства обогатительных фабрик представляют собой сложный ком плекс гидротехнических сооружений, включающий системы гидротранс порта и гидроукладки хвостов, очистки и отвода воды или возврата ее в оборот после осветления. Строительство и эксплуатация этих сооружений неизбежно связаны с воздействием на окружающую среду.

Отрицательное влияние хвостохранилищ оценивается не только ве личиной занимаемой площади, но и масштабами, гравитационной, ветро вой и водной миграции отходов, концентрацией и степенью токсичности содержащихся в них соединений. Гидроукладка отходов обогащения, имея ряд преимуществ перед способом сухого складирования, с позиций прове дения последующей биологической рекультивации имеет существенные недостатки. Даже при отсутствии в складируемых отходах токсичных ве ществ поверхность отработанных хвостохранилищ не зарастает самостоя тельно в течение многих лет. А значительная подверженность грунтов хвостохранилищ ветровой эрозии, повышенная запыленность близлежа щих населенных пунктов позволяет считать их объектами первоочередной и обязательной рекультивации.

Наблюдения и исследования, проведенные на различных хвосто хранилищах, позволяют сделать вывод: хвостохранилище обогатительной фабрики оказывает существенное влияние на окружающую среду, загряз няя воздух, почву и растительность на значительном расстоянии от места складирования отходов. Положение усугубляется низкой техникой кон троля за их возведением и эксплуатацией. Проведение исследований и контроля чрезвычайно усложняется труднодоступностью основных зон отложений хвостохранилищ, в значительной степени определяющих ус тойчивость сооружений. Материалы хвостохранилищ существенно отли чаются по своим свойствам от естественных грунтов аналогичного грану лометрического состава, и в ряде случаев для их исследования необходи мо создание новых или уточнение существующих методик.

В общем случае следует рассматривать три типа угроз из-за аварий и нарушений на хвостохранилищах [1 4]:

материальным ценностям, потеря которых в принципе допускает измерение в денежном выражении (соответствующие им события и со стояния принято анализировать при оценке надежности хвостохранилищ);

экологическим (в том числе культурным и духовным) ценностям, для которых угроза не всегда может быть выражена количественно (соот ветствующие им события и состояния принято анализировать при оценке экологической безопасности хвостохранилищ);

социальным ценностям жизни или здоровью людей (соответст вующие им события и состояния принято анализировать при оценке соци альной безопасности хвостохранилищ).

Среди факторов экологического риска в первую очередь учету под лежат такие отрицательные экологические события, как превышение пре дельно допустимых концентраций (ПДК) загрязняющих веществ, другие неблагоприятные изменения показателей качества природных и экологи ческих ресурсов, факторов окружающей среды, мест проживания, работы и отдыха людей.

Применительно к социальным проблемам различают индивидуаль ный и социальный риски, где индивидуальный риск характеризует меру опасности для отдельно выбранного человека, социальный для группы людей [2, 5].

Необходимость учета социально-экологического фактора прояви лась не сегодня и не вчера. В той или иной мере влияние социальных и экологических факторов учитывалось при проектировании, строительстве и эксплуатации сооружений обогатительных фабрик во все периоды соз дания этих объектов. Все дело в том, что понимание социальных и эколо гических приоритетов в разные эпохи было различным. Так, нельзя ска зать, что великие стройки социализма не решали или не были сориентиро ваны на решение социальных задач общества. Однако перекос социальных приоритетов в технократическую сторону приводил в ряде случаев к серь езным экологическим и социальным потерям.

В последнее время в международной практике вопросам оценки воз действия на окружающую среду (ОВОС) начали уделять первоочередное внимание. Растущее прозрение широкой общественности в отношении социально-экологических проблем, трудности в обеспечении землями для ведения сельскохозяйственного производства взамен утрачиваемых из-за строительства заставили ведущие финансовые организации оказывать не посредственную помощь в решении этих вопросов.

В настоящее время используются три основных подхода к ОВОС, направленных на количественный анализ социально-экологических по следствий в природопользовании [2].

1. Использование “экологических шкал” или же “балльных оценок”.

Многие известные методы ОВОС реализуют этот достаточно общий прием в инженерной экологии [2, 6, 7]. Однако в его рамках можно оце нить с определенной объективностью рассматриваемый объект только по отношению к некоторому эталонному проекту, при условии подобия каче ственного состава воздействий на окружающую среду. При отсутствии эталона метод балльных оценок неизбежно ведет к субъективным обоб щениям.

2. Экстраполяция имеющихся данных о развитии неблагоприятных тенденций в окружающей среде на будущее, основная цель которой вы явление возможных нежелательных тенденций в процессах, происходя щих в окружающей среде. Однако для выполнения экстраполяции требу ется большой объем исходной информации, что нередко препятствует практическому использованию подхода.

3. Вероятностный подход, который применительно к ОВОС преду сматривает решение двуединой задачи [2]:

выбор из множества возможных направлений (сценариев) развития хвостохранилища и окружающей среды наиболее вероятных;

оценка риска возникновения неблагоприятных последствий реали зации проекта.

Перспективность развития вероятностного направления в ОВОС оп ределяется следующими основными причинами:

недостатком и вариабельностью исходной информации о состоянии окружающей среды и взаимодействии хвостохранилища с окружающей средой;

уникальностью и сложностью структурного состава хвостохранилища;

разнообразием природных и социально-экономических условий;

условностью расчетных схем и моделей;

сложностью адекватного математического описания процессов взаи модействия хвостохранилища с окружающей средой;

отсутствием четких обратных связей между хвостохранилищем и окружающей средой и сложностью управления процессами на хвостохра нилище и в окружающей среде при авариях и нарушениях.

Минимальное загрязняющее влияние складируемых твердых отхо дов, и в частности хвостов, на окружающую среду можно обеспечить пу тем полного перехвата (экранирования и дренирования) фильтрационных вод, обеспечения системы полного водооборота на предприятии (замкну тая система водооборота) и одновременной утилизации твердых отходов (хвостов), то есть с помощью идеальной системы безотходного производ ства. К сожалению, в настоящее время полная утилизация хвостов, как правило, не осуществляется, поскольку хвостохранилища содержат неиз влеченные металлы и могут рассматриваться как резерв полезных иско паемых. Поэтому необходимо считаться с развитием хвостохранилищ и максимально использовать возможности геотехники для защиты окру жающей среды.

Почти полное предотвращение загрязнения поверхностных и под земных вод фильтрационными водами можно обеспечить комплексом ме роприятий, который включает:

предварительное сгущение (обезвоживание) хвостов с целью умень шения объемов воды, подаваемой на хвостохранилище;

противофильтрационные мероприятия, в частности экранирование ложа (основания) и дамб хвостохранилищ;

перехват фильтрационных вод дренажными устройствами и возврат в водооборот предприятия.

Следует учитывать, что мероприятия, снижающие вредное влияние одного фактора, могут ухудшать состояние по другим критериям. Так, эк ранирование обычно существенно повышает кривую депрессии и снижает устойчивость откосов сооружения. Дренирование, наоборот, осушает по верхность хвостохранилищ, что может способствовать их ветровой эрозии (пылению). Сгущение пульпы (хвостов) приводит к уменьшению плотно сти укладки хвостов, что снижает их прочностные характеристики и ус тойчивость откосов хвостохранилища.

В мировой практике эксплуатации хвостохранилищ имеется много примеров аварий и даже разрушений. Для анализа социально-экологи ческой безопасности хвостохранилищ возникает необходимость оценки последствий их возможных аварий, в частности, границ движения образо вавшегося грязевого потока и его параметров (скорости, глубины и давле ния на препятствия), что позволяет, с одной стороны, оценить возможные социальные и экологические последствия аварии, а с другой стороны, за проектировать специальные инженерные мероприятия по защите поселков и сооружений, попадающих в зону движения грязевого потока.

Образование грязевых потоков начинается с разрушения откосов хвостохранилища и перелива воды прудка через гребень дамбы обвалова ния. В теле сооружения довольно быстро образуется проран, через кото рый происходит вытекание воды из прудка и верхних слоев отложений.

Дальнейшее движение грязевого потока зависит от особенностей местно сти (топография, наличие русловой сети, растительности и т.д.), а также от исходных параметров потока у подошвы сооружения.

Одним из основных условий предотвращения аварий на хвостохра нилищах является всестороннее изучение свойств материалов хвостохра нилищ и разработка современных методов их расчета. В отличие от обыч ных гидротехнических сооружений, строительство и эксплуатация хвосто хранилищ процесс, растягивающийся на многие годы. Поэтому эффек тивную охрану окружающей среды и социально-экологическую безопас ность хвостохранилищ можно обеспечить путем использования системно го подхода, являющегося основой принятия надежных и безопасных ин женерных решений в гидротехнике с учетом социально-экологического фактора.

Системный подход применяется при решении сложных аналитиче ских и оптимизационных задач и предполагает охват максимального числа действующих факторов, в том числе и тех, которые не поддаются количе ственному описанию. Особенностью системного подхода является то, что в его рамках, наряду с математическими методами, могут использоваться эвристические методы исследования проблемы.

Необходимость системного подхода при принятии социально и эко логически безопасных инженерных решений в гидротехнике обусловлива ется сложностью количественного анализа социально-экологических про блем для целей оптимизации.

Формальный подход к принятию решений всегда подразумевает вы бор наилучшего (оптимального) решения из множества вариантов. Однако при принятии решений с учетом социально-экологического фактора не возможно достичь оптимизации в строгом смысле. Анализ альтернатив ных предложений, их оценку и сравнение приходится осуществлять, как правило, в условиях риска, иногда даже в условиях неопределенности.

При этом возникает так называемая слабо структурированная задача, на решение которой и направлены методы системного анализа. В процессе исследований, по мере накопления требуемой информации, задача из сла боструктурированной может перейти в хорошо структурированную (опи сываемую математическими моделями). Снижение неопределенности важное достоинство системного подхода при принятии решений в гидро технике, позволяющее решать задачу оптимизации с учетом социально экологических факторов.

Основой для применения методов системного анализа в технике и природопользовании является представление исследуемых объектов в ви де систем [2, 3, 8,9,10 и др.]. В наиболее простом случае под системой по нимают целенаправленно определенное множество элементов и связей между ними. Для решения социально-экологических задач наиболее целе сообразным является следующее определение. Система это веществен но-энергетическая или концептуальная, упорядоченная определенным об разом совокупность объединенных прямыми и обратными связями в неко торое единство элементов, находящихся в более прочных, чем с окру жающей средой, отношениях и связях друг с другом, существующая и управляемая как относительно устойчивое целое за счет взаимодействия, распределения и перераспределения имеющихся, поступающих извне и/или продуцируемых этой совокупностью веществ, энергии, информации и обеспечивающая преобладание внутренних связей (перемещений веще ства, энергии и передачи информации) над внешними.

Для определения и структуризации системы важное значение имеют ее элементы, связи и окружающая среда системы. Элементом системы считается некоторая не дифференцируемая ее часть, представляющая со бой на данном уровне рассмотрения неделимое целое. Связи системы оп ределяют способы взаимодействия между ее элементами и с окружающей средой системы множеством элементов, которые по тем или иным при чинам не включаются в исследуемую систему, но имеют связи с ней.

Иногда при выделении системы один и тот же элемент одновремен но может быть признан частью системы, но может быть отнесен и к окру жающей среде (в зависимости от того, в каком аспекте он рассматривает ся).

Определяющим для анализа состояния системы является вопрос за висимости ее поведения от структуры, функционирования составляющих ее элементов, внутреннего взаимодействия элементов системы и связей с окружающей средой. Основным методом решения таких задач является математическое моделирование, причем речь здесь может идти лишь о той или иной степени приближения модели к реальному объекту исследова ний. Принципиальное значение при этом имеют вопросы выбора адекват ной общности выделяемой системы и установления ее границ, затем диф ференциации ее структуры, учета существенных факторов, опре деления множества переменных («входа», состояния, «выхода»).

При построении расчетной модели объекта как системы решаются следующие основные задачи [2]:

структурное моделирование, при котором реализуется подобие меж ду структурой системы и ее моделью;

логико-вероятностное моделирование связей между выделяемыми элементами системы;

моделирование переменных «входа» пространства состояний и по казателей состояния элементов и переменных «выхода» пространства состояний и показателей состояния системы в целом.

Выделяются следующие основные задачи системного моделирова ния при принятии решений о социально-экологической безопасности хво стохранилища.

1 Исследование поведения системы, формируемой хвостохранили щем, с целью оптимизации ее интегральных свойств. Процесс исследова ний начинается с выявления и четкого формулирования множества целей, которые сводятся к обеспечению эффективности, надежности и безопас ности принимаемых решений. Проблема рассматривается в комплексе, в систематизированном виде. В процессе исследований устанавливаются и анализируются все возможные, включая и гипотетические, последствия реализации принимаемых решений;

вырабатываются и анализируются все возможные пути достижения поставленной цели;

определяются факторы, которые могут способствовать либо затруднять реализацию решений и достижение поставленной цели.

В общей постановке задача системной надежности и безопасности может быть сформулирована как задача оценки интегральных показателей надежности и безопасности выделяемой системы на основе композиции показателей надежности и безопасности ее структурных единиц. То есть решение задачи начинается с определения системы и ее дифференциации на структурные элементы и связи, а заканчивается композицией получен ных дифференциальных оценок.

Для хвостохранилищ, которые изначально не имеют развитой струк туры (прежде всего сетевой), такая задача может существенно усложнять ся и требовать как формальных, так и эвристических решений. При этом одни элементы хвостохранилища, рассматриваемого в виде системы, мо гут быть условными, другие одновременно относиться к различным под системам, связывая их между собой тем или иным образом. При систем ном моделировании хвостохранилищ следует также иметь в виду, что ха рактер взаимодействия их структурных единиц часто требует учета мно жества различного рода промежуточных состояний: как элементов, так и системы в целом.

2. Исследование и оптимизация структуры системы, формируемой из определенного множества взаимодействующих элементов. В этой за даче должно быть выполнено согласование целей системы с целями от дельных составляющих ее элементов и определено оптимальное сочетание интегральных свойств системы и параметров ее функциональных единиц.

Таким образом, системное моделирование в рамках оценки надеж ности и безопасности хвостохранилищ позволяет вести анализ последст вий принятых инженерных решений, то есть прослеживать цепочки собы тий, состояний и процессов на объекте в развитии, от причин к следстви ям, выявлять причинно-следственные отношения, определяющие в итоге полезности и опасности принятия того или иного решения. Количествен ный анализ полезностей и опасностей позволяет связать оценку надежно сти и безопасности объекта с оценкой эффективности решений, в резуль тате чего устанавливается социально и экологически безопасный опти мальный вариант.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Аникиев В. В. Экологическая безопасность развития топливно-энергетического комплекса в Дальневосточном регионе России // Ведомости МТЭА (специальный выпуск).

1998. № 22. (Доклады на международном Форуме «Энергетика и общество.». 24-25Ж98).

М. 1998. С. 173-191.



Pages:   || 2 | 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.