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:     | 1 | 2 || 4 | 5 |

«ОТКРЫТОЕ АКЦИОНЕРНОЕ ОБЩЕСТВО «ВНИИГ им. Б.Е. ВЕДЕНЕЕВА» ИЗВЕСТИЯ ВНИИГ имени Б. Е. ВЕДЕНЕЕВА Издание основано в 1931 году Том 257 ...»

-- [ Страница 3 ] --

Такая анизотропия может быть связана с вертикальными трещинами севе ро-восточного простирания, которые могут относиться к Онежско-Рижской системе нарушений. По классификации СНиП 2.02.02-85* «Основания гид ротехнических сооружений» (2004 г.) эти трещины на участке ОДЦ «Охта»

могут относиться к нарушениям V порядка.

Выделенные “основные” нарушения [5, 6] на территории Санкт-Пе тербурга (вне участка ОДЦ «Охта»), по-видимому, относятся к нарушени ям IV порядка, а пять глубинных несейсмогенных разломов в кристалличе ском фундаменте – к нарушениям III порядка. Дислокационные формы четвертичных отложений на территории Санкт-Петербурга могут объяс няться не тектоникой, а непосредственным влиянием ледникового покрова [9], а ослабленные зоны в вендских глинах – разгрузкой напряжений после отступания ледника.

Количественная оценка трещиноватости вендских глин Поскольку наибольший интерес представляет оценка субвертикаль ной трещиноватости, то основой для такой оценки будут служить сейсмо томографические разрезы, полученные при сейсмопросвечивании между скважинами в основании «Башни».

По скорости распространения упругих волн (и ряду других характе ристик) вендские глины ближе к полускальным породам, чем к дисперс ным. Поэтому их объемная трещиноватость nтр может быть оценена по аналогу формулы “среднего времени”:

V V nтр = б - 1 : б - 1, Vэфф V где Vб – скорость продольной волны в породном блоке массива (включая его пористость) без трещин в плоскости XY, м/с;

V – скорость продольной волны в массиве в плоскости XY, перпендикулярно преобладающей систе ме трещин (минимальные значения), м/с;

Vэфф – эффективная скорость про дольной волны при ее прохождении через трещину, м/с. Поскольку (по данным Ленметрогипротранс) более 90% трещин в вендских глинах сухие, то возможный диапазон значений Vэфф от 100 м/с [10] до 200 м/с [11].

Расчетные значения Vб, V, Vэфф и определенное по ним nтр приведены в табл. 1, из которой видно, что значение nтр, за исключением ИГЭ 11 (дис лоцированных вендских глин), где nтр 0,8%, глубже отметки Н= -50 м имеет среднее значение nтр= 0,5%, изменяясь в пределах от 0,32 до 0,66%.

Если вместо среднего значения Vэфф принять предельные из рекомендуемых (100 и 200 м/с), то среднее отклонение от величин nтр, приведенных в табл. 1, составит n 0,19%. Поэтому в основании баретт nтр (0,5 ± 0,2)%.

Необходимо также отметить, что глины венда (как и другие глины) являются пористой средой (поры – капиллярные и ультракапиллярные) со значением объемной пористости в ИГЭ 12 n 28% и коэффициентом во донасыщения пор Sr 0,9. Вместе с тем, водоотдача вендских глин близка к нулю.

Таблица Оценка трещинованости вендских глин Скорость Эффективная Абсолют - Скорость в породе скорость в Порода, ные от- в массиве nтр, без тре- заполнителе (№№ ИГЭ) метки (минимальная) % щин трещин Н, м V, м/с Vб, м/с Vэфф, м/с Глина дислоциро- -45 1950 1780 150 0, ванная (ИГЭ 11) - То же 1995 1920 150 0, Глина с прослоями -60 2070 1970 150 0, песка (ИГЭ 12) - То же 2190 2100 150 0, - То же 2285 2120 150 0, - То же 2355 2200 150 0, - То же 2480 2280 150 0, - То же 2580 2330 150 0, Глина с прослоями -120 2590 2370 150 0, песчаника (ИГЭ 13) - То же 2610 2400 150 0, - То же 2615 2400 150 0, - То же 2615 2400 150 0, О блочном строении вендских глин Концепция блочного строения глин (от мезозоя и старше) в принци пе не вызывает сомнения, но с рядом ограничений.

1. Действительно, наличие в грунтовом массиве литогенетических и тектонических трещин (а в верхней части разреза трещин выветривания и разгрузки) разбивает его на блоки самых разнообразных размеров и форм.

Именно поэтому Р.Э. Дашко [5] приводит только линейный размер блока и отмечает его интенсивный рост с глубиной от поверхности. В практике инженерных изысканий есть и другие примеры блочного строения глин.

При устройстве котлована во время строительства Саратовской ГЭС в 60 – 70-е годы прошлого столетия были пройдены неокомские глины на глубину 15 м. Глины характеризовались блочной оскольчатой структу рой с гранями, которые в плане имели сложный полигональный рисунок [12].

Ближайшим более молодым “родственником” вендских глин на тер ритории Санкт-Петербурга и Ленинградской области являются нижнекем брийские синие глины, имеющие близкий к вендским глинам состав и ос новные показатели физических свойств. Синие глины изучались в Красно борском и Чекаловском карьерах в 25 км на юго-восток от Санкт-Пе тербурга. В стенках карьеров прослеживались горизонтальные литогенети ческие трещины, а также вертикальные тектонические трещины субмери дионального простирания. Последние в большинстве были сомкнутыми (“притертыми”), несмотря на то, что стенки карьеров за ряд лет претерпели разгрузку естественных напряжений.

2. Применительно к скальным массивам утверждается [13], что блочная модель имеет место в условиях напряжений в массиве до 5 - 10% от разрушающего. При более высоких давлениях, в связи с закрытием ос новной массы трещин, для массива правомерны методы теории упругости и механики сплошной среды. Можно предположить, что глины венда ос нования ОДЦ «Охта» в верхней части разреза когда-то имели блочную структуру. В настоящее время они залегают на глубине более 45 м, то есть литостатическое давление z около 0,9 МПа. Учитывая, что средние зна чения Rсж= 1,6 МПа (ИГЭ 12) - 2,5 МПа (ИГЭ 13), напряжения на поверх ности слоя 12 составляют 44% от Rсж. В случае заглубления свай на проек тируемую глубину 85 м z 1,7 МПа. В этих условиях литогенетические трещины будут закрыты, и понятие “блочный массив” потеряет смысл.

Что касается субвертикальных тектонических нарушений, то они также будут находиться в напряженном состоянии, которое на глубине mc );

s x = s y »

85 м составит (по А. Диннику – К. Терцаги: s x = s y = s z 1- mc 0,7 МПа (при с= 0,29), что способствует частичному смыканию и этих тре щин.

По данным Ленметрогипротранса, в забое метрополитена блочная структура вендских глин не выявлена, а возможность их трещиноватости допускается лишь для зон разломов. Эти данные соответствуют и нашим представлениям о структуре массива. Необходимо также отметить, что в описании 209 скважин, пройденных на территории строительной площадки ОДЦ «Охта», нет упоминания о наличии блокообразующих трещин.

Геофизические исследования. Оценка анизотропии субвертикальной трещиноватости основания В 2006 - 2008 гг. на площадке строительства ОДЦ «Охта» по зада нию СУ-299 выполнены следующие геофизические работы:

комплекс исследований, включавший наземную сейсморазведку по профилям, межскважинную электротомографию по 7 парам скважин, сейсмопросвечивание по 6 парам скважин, электрокаротаж, гамма-каро таж, гамма-гамма каротаж, нейтрон-нейтронный каротаж (ННК), каротаж самопроизвольной поляризации;

наземная сейсморазведка и вертикальное сейсмическое профилиро вание.

Сейсмоакустическое просвечивание на базах 35 - 49 м выполнено в пределах основания «Башни» в диапазоне отметок Н = -5… -150 м между шестью парами скважин, в результате чего получены сейсмотомографиче ские разрезы по значению скорости продольной волны Vp. Нами анализи ровались средние значения Vp на разных абсолютных отметках в северо восточном (32° ± 32°) и северо-западном (304°±4°) секторах (табл. 2). Ко эффициент анизотропии грунтового массива в горизонтальной плоскости (XY) определен как отношение средних значений Vp северо-восточного (СВ) и северо-западного (СЗ) направлений: K a (V p ) = V p (CB ) V p (CЗ ). Исходя из точности сейсмотомографических построений, а также учитывая, что анализируются средние (а не единичные) значения Vp, мы считаем, что Ка(Vp), отличные от 1±0,02, вызваны особенностями строения грунтового массива, в частности:

анизотропией Лужской морены в плоскости XY, связанной с чисто литологической причиной - латеральной изменчивостью в разрезе суглин ков (ИГЭ 4а), супесей (ИГЭ 5 и 5а) и песков (ИГЭ 5б);

анизотропией вендских глин в плоскости XY, связанной с преобла данием субвертикальной трещиноватости северо-восточного простирания (Онежско-Рижская система), причем числовые значения свидетельствует о весьма слабом ее проявлении (средние значения Ка(Vp) = 1,04, nтр= 0,5%);

в пересчете [8] на коэффициент анизотропии по модулю деформации Ка(Едеф) = 1,11, то есть согласно СНиП 2.02.02-85* основание квазиизо тропное.

Дислоцированные вендские глины (ИГЭ 11) не имеют четко выра женной анизотропии в распределении вертикальных трещин, хотя характе ризуются повышенным значением nтр= 0,8% (см. табл.1).

Оценка анизотропии основания ОДЦ «Охта» по данным электрото мографии между скважинами подтвердила преобладающее северо восточное простирание субвертикальных трещин. Кроме того, на отметках ниже 150 м отмечен второй максимум удельного электрического сопро тивления, связанный с северо-западным простиранием субвертикальных трещин.

По данным вертикального сейсмического профилирования в трех скважинах, пройденных в основании «Башни», в диапазоне Н = 62,5 - 72,5 м отмечено значительное уменьшение Vp (почти на 1000 м/с), связанное, по видимому, с понижением плотности вендских отложений на этом интер вале.

Таблица Коэффициенты анизотропии грунтов основания ОДЦ «Охта»

Абс. отм. Vp (СВ), Vp (СЗ), K a (V p ) = V p (CB) V p (CЗ) Грунты Н, м м/с м/с Суглинки озерно-ледниковые -10 1,4 1,4 1, балтийской стадии оледенения Суглинки, супеси и пески луж -20 1,53 1,68 0, ской стадии оледенения Супеси, суглинки московской -30 1,62 1,62 1, стадии оледенения -40 То же 1,68 1,70 0, Глины вендские дислоцирован -45 1,78 1,78 1, ные (ИГЭ 11) -50 Глины вендские (ИГЭ 12) 1,92 1,95 0, -60 То же 2,03 1,97 1, -70 То же 2,15 2,10 1, -80 То же 2,20 2,12 1, -90 То же 2,28 2,20 1, -100 То же 2,36 2,28 1, -110 Глины вендские (ИГЭ 13) 2,47 2,33 1, -120 То же 2,48 2,37 1, -130 То же 2,50 2,40 1, -140 То же 2,50 2,40 1, -150 То же 2,50 2,40 1, Характеристики физико-механических свойств грунтов Данные, приведенные в табл. 3, получены на основе характеристик свойств грунтов, рекомендованных СУ-299, и дополнены динамическими показателями свойств грунтов «in situ».

Необходимо отметить, что статические характеристики свойств ба зируются, главным образом, на результатах изучения образцов грунтов, сохранить естественную структуру которых практически невозможно. Как известно, тектоно-кессонный эффект приводит к снижению значений Едеф, С, j образцов грунта после их извлечения из скважины, по сравнению с породой «in situ». Вместе с тем пока не учитывается реологическое пове дение рассматриваемых грунтов, которое скажется на снижении указанных выше характеристик. После изучения реологических свойств грунтов, а также проведения статических опытов «in situ» характеристики свойств будут уточнены.

Выводы 1. В геологическом отношении территория Санкт-Петербурга отно сится к северо-западной окраине Русской платформы. Для этого региона современные вертикальные движения земной коры выражаются в медлен ном опускании: 0 - 2 мм/год, причем для участка ОДЦ «Охта» средняя скорость опускания составляет 0,9 мм/год. Наличие тектонических нару шений в кристаллическом фундаменте и кембрийско-протерозойских гли нах не вызывает сомнений. По нашим оценкам, основные нарушения име ют частоту одно нарушение IV порядка на 2,5 км.

2. Основание ОДЦ «Охта» лишено крупных тектонических наруше ний. В отложениях венда присутствуют частично сомкнутые субверти кальные трещины (V порядка по классификации СНиП 2.02.02-85*), кото рые могут относиться к Онежско-Рижской системе северо-восточного про стирания. Количественная оценка объемной трещиноватости вендских глин ИГЭ-12 дала nтр 0,5%, в ИГЭ-11 nтр 0,8%.

По данным вертикального сейсмопрофилирования в диапазоне отме ток - 6 2,5 … - 7 2,5 м есть основание считать грунты разуплотненными (ИГЭ-12а). Начиная с отм. - 7 5…- 8 0 м и глубже грунты основания более плотные. По-видимому сваи и баретты должны достичь этих отметок.

3. Блочное строение массива вендских глин возможно лишь на уча стках, разгруженных от естественных напряжений. Вендские глины осно вания ОДЦ «Охта» следует рассматривать как сплошную (не блочную!) относительно низкопористую среду (n = 28% с капиллярными и ультрака пиллярными порами) с наличием в ней частично обжатых субвертикаль ных тектонических трещин преимущественно северо-восточного прости рания, объемное содержание которых около 0,5%.

4. Породы кристаллического фундамента, залегающие на глубине более 220 м, характеризуются зонально-блочным строением с рядом текто нических (преимущественно субвертикальных) нарушений и наличием в верхней части фундамента зоны поверхностного выветривания и разгрузки мощностью 40 м и более.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Николаев Н.И. Неотектоника и ее выражение в структуре и рельефе террито рии СССР. М.: Госгеолтехиздат 1962.

.

2. Инженерная геология СССР. Т. I. Русская платфома. Изд-во МГУ. 1978.

3. Ядута В.А. Новейшая тектоника Санкт-Петербурга и Ленинградской области:

http://www.mineral-ournal.ru/Article/yeduta.htm.

4. Рудник В.А., Мельников Е.К., Мусийчук Ю.И. Геологический фактор: со стояние и здоровье человека // Минерал. 1998 № 1. С. 41-51.

5. Дашко Р.Э., Александрова О.Ю., Жукова А.М. Некоторые данные по инже нерно-геологическому обоснованию высотного строительства в Санкт-Петербурге // Труды Межд. конф. по геотехнике. Развитие городов и геотехническое строительство. Т. 4. СПб.

2008. С. 485-490.

6. Мельников Е.К., Рудник В.А., Мусийчук Ю.И.. Патогенные воздействия зон активных разломов Санкт-Петербургского региона // Геоэкология 1994. № 4.

.

7. Дверницкий Б.Г. Геологические опасности подземного пространства Санкт Петербурга по неотектоническому фактору // Матер. междунар. конф. «Город и геологиче ские опасности». Ч. II. СПб. 2006. С. 169-173.

8. Воронков О.К., Катульский Г.В., Ушакова Л.Ф. Линеаменты и трещинова тость скальных пород бассейна р. Колымы // Труды Гидропроекта. 1980. №79. М.: С. 29-43.

9. Гуделис В.К. Современные, после- и позднеледниковые движения земной коры Прибалтики. Сравнительный анализ // Современные движения земной коры. 1973 №5.

г. Тарту. С. 291-301.

10. Воронков О.К. Инженерная сейсмика в криолитозоне. СПБ.: Изд-во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 2009.

11. Комплексные инженерно-геофизические исследования при строительстве гид ротехнических сооружений / А.И. Савич, Б.Д. Куюнджич, А.И. Коптев и др.. М.: Недра.

1990.

12. Калмыкова Н.И. Саратовская плотина на р. Волге // Геология и плотины. Т. VI.

1972. Энергия. 1972. С. 79-101.

13. Панин В.И., Турчанинов И.А. Влияние напряженного состояния и трещинова тости массива на скорость распространения упругих волн // Физико-техн. проблемы разра ботки полезных ископаемых. СО АН СССР. 1970. Новосибирск. № 5. С. 11-17.

14. Щукин Ю.К. Активная западная окраина Восточно-Европейской платформы (Русской плиты). Старые данные для новых целей // Сборник: Калининградское землетря сение 21 сентября 2004 г. 2009. Изд-во ВСЕГЕИ. С.-Пб. С. 151-162.

Характеристики свойств грунтов основания ОДЦ «Охта» Таблица = 0,95 Динамические Модуль Статичес- Сопро- Недрени Плот- дефор- кий коэф- тивление рованное угол внут- удельное коэффи Номер Геологи- ность модуль Наименование ческий мации фициент сжатию сцепление реннего циент r, грунта ИГЭ сцепление упругости индекс г/см3 Eдеф., Пуассона Rсж, Cu, трения Пуассона C, МПа Eд, МПа mс МПа МПа МПа j,град. mд 1а tVI 1,65 10 - 23 0 100 0, Техногенный грунт Песок водонасыщенный 2, 2а m,lIV 1,98 21 0,30 26 0 230 0, Супесь, суглинок пластич- 2в,3а m,lIV - 1,96 5,1 0,34 8 0,008 280 0, но-текучей консистенции lgIIIb Суглинок и глина текучей 3б+4+ lg III b 1,85 4,7 0,41 7,3 0,006 500 0, и текучепластичной кон- 4а систенции, водонасы щенные Супесь текуче-пластичной 5+5а lg III lz 2,035 9,2 0.38 16,5 0,010 550 0, консистенции водонасы, щенная 5б с lg III lz 2,11 30 0,30 29 0,00 580 0, Песок пылеватый и мел- линзами кий, водонасыщенный 5в Супесь и суглинок с вклю- 6+6а+7+ g III-II, 2,16 13 0,35 20 0,037 650 0, чениями гравия, гальки, 8+8а+9+ lg IIms песка 9а lg IIms 1,91 7,1 0.36 10 0,011 380 0, Суглинок с прослоями супесей, мягкопластичный Vl kt Глины твердые с прослоя- 11 2,14 30 0,40 0,5 0,305 14 0,13 1260 0, ми песка, дислоцированные Vl kt 12 2,22 105 0,32 1,6 1,13 22 0,37 3700 0, Глины твердые с прослоя ми песка и песчаника Vl kt 12а 2,14 30 0,41 0,6 0,42 16 0,225 1260* 0,45* Глины уплотненные с про слоями песчаников, места ми слабодислоцированные Vl kt Переслаивание уплот- 13 2,23 200 0,25 2,5 2,09 22 0,84 6150 0, ненных глин и песчаников * Значения Eд и m д в ИГЭ-12а приняты такими же, как в ИГЭ-11.

УДК 624.131. ИССЛЕДОВАНИЯ ПАРАМЕТРОВ ПЕРЕУПЛОТНЕНИЯ ГЛИНИСТЫХ ГРУНТОВ О.А. Засорина Развитие высотного строительства, освоение подземного простран ства в мегаполисах, возрастание нагрузок на основание стимулирует со вершенствование инженерно-геологических исследований грунтов до глу бин более 130 м, нормативной и расчетной базы и обоснования физико механичеких характеристик грунтов.

При исследовании грунтов естественного залегания следует уделять большое внимание параметрам переуплотнения, к которым относятся дав ление предуплотнения pc' и коэффициент переуплотнения OCR [1 - 5].

В зависимости от условий формирования грунтового массива выде ляются три вида его состояния: нормально уплотненное, недоуплотненное и переуплотненное. Состояние грунтов можно оценивать коэффициентом переуплотнения OCR.

Нормально уплотненное или стабилизированное состояние грунтов в массиве характеризуется окончанием деформаций уплотнения под опреде ленной нагрузкой (в случае природного грунтового массива – “бытовой”) и отсутствием избыточного давления в поровой жидкости.

Недоуплотненное или нестабилизированное состояние характеризу ется незавершенностью деформаций уплотнения грунта под бытовой на грузкой.

Переуплотненным называют грунт, ранее испытавший на рассматри ваемой глубине давление большее, чем существующее бытовое давление.

Максимальное давление, испытанное грунтом ранее, называют давлением предуплотнения. Переуплотненное состояние может быть вызвано естест венно-историческими процессами, например, таянием ледников, выветри ванием горных пород и уносом продуктов разрушения, тектоническими явлениями, усадкой при высыхании, а также удалением значительных объ емов грунтов при производстве строительных работ.

Наиболее распространенным способом оценки степени переуплотне ния связных грунтов является метод Казагранде, включенный в действую щий Американский стандарт (ASTM). Согласно этому способу по полу ченным результатам испытаний строят компрессионную кривую в полуло гарифмическом масштабе. На графике определяют точку, соответствую щую наибольшей кривизне кривой, через эту точку проводят горизонталь ную линию и касательную к кривой, затем проводят биссектрису угла ме жду ними. Точка пересечения биссектрисы с продолжением прямолиней ного участка компрессионной кривой определяет величину давления пре дуплотнения рc' (рис. 1).

Научн. сотр.

Тел.: (812) 535-88-68. E-mail: zasorina@dry.vniig.ru ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская, 21.

0, 0, 0, 0, 0, а/ 0, а 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 10 100 1000 Вертикальное давление р, КПа Рис. 1. Определение давления предуплотнения pc' по методу Казагранде Существуют и другие способы определения давления предуплотне ния, например, метод Беккера [4], кратко описанный в [5]. Значение pc' на ходится по графику зависимости увеличения накопленной энергии дефор мации (напряжение, умноженное на деформацию) от приращения нагрузки в одометре. Точка, после которой энергия деформации резко возрастает, соответствует давлению предварительного уплотнения (рис. 2).

Принят следующий порядок определения pc' по методу Беккера.

1. Изменение работы на единицу объема для каждого приращения деформации (кПа) вычисляют с использованием выражения s i '+s f ' DW = (e f - e i ), (1) где 'i – напряжение, соответствующее началу приращения деформации (кПа);

'f – напряжение в конце приращения деформации;

i – деформация (относительная), соответствующая началу приращения;

f – деформация (относительная) в конце приращения.

2. Строят график зависимости суммы работ от вертикального напря жения для каждого соответствующего приращения напряжения. Принято, что величина напряжения, соответствующая суммарной работе, определя ется напряжением в конце приращения деформации.

3. Полученная зависимость, как правило, имеет два прямолинейных участка. Следует провести прямые через совокупность точек на первом и втором участках. Напряжение, соответствующее точке пересечения двух прямых, считают давлением предварительного уплотнения.

В данной статье рассматриваются результаты испытаний грунтов, отобранных из основания строящегося объекта в Санкт-Петербурге. Ис следованные грунты отнесены к следующим геологическим элементам:

грунты четвертичного возраста, ледниковых отложений, лужской стадии оледенения (qIII), представленных моренными грунтами, отобран ных с глубин 29,0 - 46,0 м;

коренные породы, представленные верхнепротерозойскими отложе ниями вендской системы котлинского горизонта (V2kt2), залегающими на глубине от 39,0 м - 135,0 м и глубже. В верхней части вендских глин вы делена дислоцированная зона мощностью от 2,5 до 14,5 м. Ниже по разрезу залегают голубовато -серые недислоцированные слоистые глины с тонкими прослоями (до 1 мм) песчаника.

Работа W, кДж/м рс = 1350 кПа 0 1000 2000 3000 4000 5000 Вертикальное давление р, КПа Рис. 2. Определение давления предуплотнения pc' по методу Беккера Величины давления предуплотнения рс' определялись в компрессион ных приборах, позволяющих передавать нагрузку на грунт до 5 - 10 МПа, с диаметром кольца 5,0 и 7,0 см, высотой 1,9 и 2,0 см. В связи с тем, что рос сийские нормативные документы не содержат методики определения давле ния предуплотнения, опыты выполнялись согласно ASTM D 2435 [3] путем ступенчатого нагружения образцов до максимально возможных (для имеющихся приборов) напряжений 10 МПа. Время выдержки каждой сту пени нагрузки составляло 24 часа. Порядок ступеней нагружения несколь ко отличался от предложенного в ASTM. Количество ступеней нагружения в диапазоне вертикальных напряжений от 0,1 до 1,5 МПа было увеличено в 2 раза. Таким образом, порядок нагружения был следующий: 0,005;

0,012;

0,025;

0,05;

0,1;

0,15;

0,2;

0,3;

0,4;

0,6;

0,8;

1,2;

1,6;

2,4;

3,2;

6,4;

10,0 МПа.

Было выполнено 15 опытов на моренных грунтах и 24 опыта на вендских глинах.

Определение частных значений pc' выполнялось по компрессионным кривым методом Казагранде, наиболее распространенным в зарубежной практике. Недостатком этого метода является неопределенность установ ления величины давления предуплотнения, так как оно находится в неко торой области, окружающей точку перегиба компрессионной кривой. По этому для более точной оценки степени переуплотнения грунтов дополни тельно был использован метод Беккера.

Коэффициент переуплотнения определяли по формуле pc ' OCR =, (2) p0 ' где OCR – коэффициент переуплотнения, д.е;

pc' – эффективное давление предуплотнения, МПа;

p0' – эффективное бытовое давление, МПа.

Результаты определений pc' и расчетов коэффициента переуплотне ния OCR моренных и вендских грунтов приведены в таблице.

Моренные грунты Проведенные исследования показали, что глинистые грунты морен ного происхождения находятся в переуплотненном состоянии (как по оценке методом Казагранде, так и методом Беккера). Изменения pc' и OCR по глубине залегания моренных грунтов представлены на рис. 3 и 4. При глубине от 27,9 до 37,0 м по методу Казагранде среднее значение давления предуплотнения pc' = 1021 кПа, по методу Беккера - pc' = 1303 кПа. Значе ния коэффициента переуплотнения уменьшаются приблизительно от 6 5,6 на глубине 32,0 м и далее приблизительно до 1 на глубине 37,0 м.

Вендские глины Проведенные исследования показали, что глинистые грунты венд ского горизонта оцениваются как переуплотненные до глубины 90 м со гласно двум способам определения pc'. Среднее значение давления предуп лотнения на глубине от 37,3 до 84,4 м оценивается величиной pc' = 2118 кПа (метод Казагранде), и pc' = 2285 кПа (метод Беккера). Коэффици ент переуплотнения изменяется от ~ 6,7 до 1,9 - 0,9.

Грунты с глубины 112,0 до 133,5 м находятся в состоянии от слабо переуплотненных до недоуплотненных. Коэффициент переуплотнения грунтов, залегающих ниже 90 м, уменьшается от ~ 2,9 до 0,4. Из шести опытов в двух коэффициент переуплотнения OCR 1. Такие значения мо гут быть объяснены наличием цементационных связей в грунте. Среднее значение давления предуплотнения на глубине от 112,7 до 133,5 м оцени вается величиной pc' = 2424 кПа (метод Казагранде) и pc' = 2121 кПа (ме тод Беккера).

Для вендских грунтов характерен значительный разброс значений коэффициента переуплотнения. Это связанно с особенностями данных грунтов, отличающихся существенной литологической неоднородностью разреза. Неравномерное чередование глинистых и алевролитовых просло ев, наличие прослоев песчаника, присущая этим грунтам микротрещинова тость оказывают существенное влияние на результаты определения коэф фициента переуплотнения.

Изменения pc' и OCR по глубине залегания моренных суглинков представлены на рис. 3 и 4, вендских глин - на рис. 5 и 6.

Таблица Параметры переуплотнения моренных и вендских грунтов Начальные характеристики Природ По Казагранде По Беккеру № образца Глубина ное дав опы отбора, м ление, W,, s, Ip, pc', кПа OCR pc', кПа тов OCR г/см3 г/см3 % кПа % Моренные грунты 27,9 - 28, 1 16,0 2,18 2,69 5,5 280 1300 4,6 1200 4, 28,1 - 28, 2 14,5 2,20 2,70 11,7 280 900 3,2 1600 5, 32,1 - 32, 3 13,4 2,20 2,72 4,1 320 1000 3,1 950 3, 32,3 - 32, 4 14,5 2,19 2,70 5,5 325 1500 4,6 1800 5, 33,1 - 33, 5 14,1 2,18 2,71 5,3 330 1800 5,5 1900 5, 33,2 - 33, 6 15,2 2,20 2,69 5,7 335 1850 5,5 2000 6, 33,4 - 33, 7 19,6 2,07 2,71 5,8 330 1900 5,6 1950 5, 33,8 - 34, 8 13,9 2,16 2,70 3,5 340 1400 4,1 1100 3, 34,2 - 34, 9 15,9 2,14 2,69 5,3 345 700 2,0 2000 5, 35,0 - 35, 10 15,1 2,18 2,73 11,0 350 750 2,1 1500 4, 35,4 - 35, 11 22,0 2,01 2,74 9,7 355 480 1,4 800 2, 36,4 - 36, 12 15,2 2,13 2,72 8,4 360 610 1,7 850 2, 36,6 - 36, 13 13,9 2,19 2,72 8,1 370 320 0,9 600 1, 36,8 - 37, 14 15,3 2,21 2,71 7,6 370 400 1,1 700 1, 37,0 - 37, 15 15,0 2,18 2,73 11,0 370 400 1,1 600 1, Вендские грунты 37,3 - 37, 1 19,6 2,07 2,71 5,8 370 800 2,2 900 2, 46,1 - 46, 2 19,9 2,13 2,77 15,1 460 520 1,1 940 2, 46,3 - 46, 3 18,2 2,16 2,75 12,4 460 1100 2,4 1050 2, 47,8 - 48, 4 18,1 2,17 2,77 12,3 480 3100 6,5 2850 5, 48,0 - 48, 5 19,3 2,04 2,76 12,4 480 2100 4,4 2500 5, 48,6 - 48, 6 19,1 2,15 2,75 13,0 490 2650 5,4 2790 5, 52,7 - 52, 7 14,1 2,25 2,73 10,8 530 1900 3,6 1950 3, 53,0 - 53, 8 14,1 2,25 2,73 10,1 530 1050 2,0 1600 3, 53,6 - 53, 9 14,6 2,22 2,72 10,1 540 3500 6,5 3610 6, 63,6 - 63, 10 13,3 2,20 2,73 8,3 640 3200 5,0 3500 5, 67,9 - 68, 11 12,6 2,27 2,75 11,6 680 700 1,0 110 1, 68,6 - 68, 12 13,9 2,20 2,73 10,4 690 590 0,9 800 1, 77,0 - 77, 13 13,3 2,32 2,81 12,4 770 3200 4,2 3000 3, 77,4 - 77, 14 14,0 2,28 2,79 12,8 775 3200 4,1 2900 3, 77,6 - 77, 15 12,6 2,20 2,74 11,2 780 4200 5,4 4750 6, 77,8 - 78, 16 13,3 2,21 2,74 10,2 780 1900 2,4 2100 2, 84,4 - 84, 17 12,2 2,22 2,73 10,4 850 2300 2,7 2500 2, 112,7 - 112, 18 13,5 2,07 2,76 9,7 1130 480 0,4 1000 0, 122,3 - 122, 19 13,5 2,24 2,69 7,0 1200 3500 2,9 2500 2, 122,6 - 122, 20 12,2 2,22 2,72 9,8 1220 690 0,6 1000 0, 122,7 - 122, 21 12,1 2,27 2,70 8,5 1230 2100 1,7 2700 2, 132,1 -132, 22 13,9 2,10 2,70 7,4 1320 3200 2,4 2650 2, 132,7 - 132, 23 14,2 2,13 2,71 6,1 1320 3500 2,7 2750 2, 133,3 - 133, 24 10,8 2,33 2,75 7,6 1300 3500 2,7 2250 1, Коэффициент переуплотнения OCR Давление предуплотнения pc', кПа 0 1 2 3 4 5 6 0 500 1000 1500 2000 Глубина h, м Глубина h, м 50 Рис. 3. Изменение давления Рис. 4. Изменение коэффициента предуплотнения pc'по глубине переуплотнения OCR по глубине залегания моренных грунтов: залегания моренных грунтов:

- по методу Казагранде;

- по методу Казагранде;

- по методу Беккера - по методу Беккера Давление предуплотнения pc', кПа Коэффициент переуплотнения OCR 0 12 3456 7 8 9 0 1000 2000 3000 4000 0 20 40 Глубина h, м Глубина h, м 60 80 100 120 140 Рис.5. Изменение давления Рис. 6. Изменение коэффициента предуплотнения pc' по глубине переуплотнения OCR по глубине залегания вендских грунтов: залегания вендских грунтов:

- по методу Казагранде;

- по методу Казагранде;

- по методу Беккера - по методу Беккера Выводы 1. В российских нормативных документах процедура определения давления предуплотнения не описана. Испытания проводились по методи ке, изложенной в Американском стандарте (ASTM).

2. Оценка давления предуплотнения моренных суглинков и вендских глин производилась двумя способами, что позволило более точно охарак теризовать степень переуплотнения грунтов.

3. На основании полученных результатов моренные суглинки и венд ские глины до глубины 90,0 м находятся в переуплотненном состоянии, а начиная с глубины 112 - 133,5 м в среднем оцениваются как слабо пере уплотненные.

4. По результатам опытов установлено, что из двух методов оценки давления предуплотнения в большинстве случаев метод Беккера дает не сколько более высокие значения величины pc'.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Casagrande A. The Determination of the Preconcolidation Load and Its Practical Influ ence. Pro, Ist International Conf. on Soil;

Mech. And Found. Eng., Boston, Discussion D-34.

V ol. 3. 1936. рp. 60-64.

2. Гольдштейн М.Н. Механические свойства грунтов. М.: Стройиздат. 1979.

3. ASTM D 2435. Standard Test Method for One-Dimensional Consolidation Properties of Soil Using Incremental Loading.

4. Work as a Criterion for Determining In-Situ and Yield Stresses in Clays / D.E.Becker, J.H.A.Crooks, K.Been, M.G.Jefferies // Canadian Geotechnical Journal. 1987. V ol. 24. No. 4.

рр. 549-564.

5. Болдырев Г.Г. Методы определения механических свойств грунтов. Состояние вопроса. Пенза.: ПГУ АС 2008.

.

6. Афанасьев В.Н., Лаков И.В., Норова Л.П. Особенности выполнения инженерно геологических изысканий на проектной стадии по объекту общественно-деловой центр (ОДЦ) «Охта-Центр» / Материалы конференции «Особенности инженерно-геологических изысканий и определение физико-механических свойств грунтов для проектирования зда ний и сооружений повышенного уровня ответственности». Тезисы докладов и сообщений.

СПб: ОАО «ЛЕННИИПРОЕКТ». 2008. С. 138-142.

УДК 624.131. ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННОЙ АНИЗОТРОПИИ ГРУНТОВ ОСНОВАНИЯ НА ПРИМЕРЕ ТВЕРДЫХ ГЛИН М.Г. Давыдов1, А.Н. Ермолаева В настоящее время интенсивно растут объемы строительства соору жений повышенного уровня ответственности, увеличивается этажность высотной застройки, активно развивается освоение подземного простран ства. Основания сооружений и подземные объекты размещаются в наиме нее изученных глубоких горизонтах геологической среды. Для обеспече ния безопасности и надежности сооружений повышенного уровня ответст венности требуется совершенствование инженерно-геологических иссле дований, всестороннее обоснование прочностных и деформационных характеристик грунтов.

Во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева в 2009 г. были выполнены исследова ния деформационной анизотропии грунтов основания проектируемого высотного здания. Исследовались коренные породы, представленные венд скими глинами. По результатам ранее выполненных инженерно-геоло гических изысканий установлено, что на глубинах от 39,0 до 127,5 м грун ты представлены монолитными голубовато -серыми недислоцированными слоистыми глинами с тонкими прослоями (до 1 мм) песчаника [1]. В гли нистой толще выделяются прослои, в пределах которых породы имеют различные значения показателей физического состояния, текстурные осо бенности.

При полевых испытаниях грунта для определения модуля деформа ции применяют метод испытания штампом и испытания радиальным прес сиометром [2].

При штамповых испытаниях модуль деформации находят по резуль татам нагружения грунта вертикальной нагрузкой (модуль деформации определяют в вертикальном направлении, то есть поперек слоистости).

Штамповые испытания проводят в горных выработках глубиной до 25 м.

Для проектируемого высотного здания предусмотрен свайный фун дамент, который будет заглублен в массив вендских глин. Как отмечено выше, кровля вендских глин залегает на глубине 39,0 м. Поэтому штампо вый метод для испытания вендских глин в массиве в данном случае не применим.

При испытании грунта радиальным прессиометром, модуль дефор мации определяют по результатам нагружения грунта горизонтальной на грузкой, то есть модуль деформации определяется в горизонтальном на правлении (вдоль слоистости).

Инженер Тел.: (812) 535-88-68. E-mail: davidov@dry.vniig.ru Канд. техн. наук, старший научн. сотр.

Тел.: (812) 535-52-36. E-mail: vek@ground.vniig.ru ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская, Известно, что сооружение оказывает давление на грунт в вертикаль ном направлении. Поэтому для перехода значений модулей деформации, полученных прессиометрическим методом, к расчетному модулю дефор мации для определения осадки сооружения необходимо определять коэф фициент анизотропии ka грунта.

При лабораторных испытаниях грунта для определения модуля де формации применяют специальные одометры, которые позволяют прово дить испытания грунтов нагрузкой до 5 МПа. Модуль деформации полу чают по результатам нагружения грунта вертикальной нагрузкой, то есть в вертикальном направлении (поперек слоистости).

В слоистых грунтах, к которым относятся вендские глины, наблюда ется анизотропия грунта, обусловленная различной сжимаемостью в зави симости от направления приложенной к нему нагрузки.

В действующих нормативных документах отсутствует методика оценки деформационной анизотропии грунтов. Во ВНИИГ им. Б.Е. Веде неева разработана методика, основанная на определении коэффициента анизотропии ka по результатам проведения одометрических испытаний парных образцов грунта.

Сущность методики заключалась в следующем. Из одного монолита вырезались два образца. Поскольку испытываемые образцы представлены твердыми глинами, при вырезании образцов как в горизонтальном (попе рек слоистости), так и в вертикальном (вдоль слоистости) направлениях уделялось особое внимание сохранности структуры образца. Качество об разцов и соответственно полученных в процессе проведения испытаний результатов полностью зависят от качества подготовки образцов.

Вырезание образцов из твердых слоистых глин достаточно сложный и трудоемкий процесс с применением специального пресса и специальных инструментов. Качественно вырезанный образец должен иметь с торцевых поверхностей гладкий зеркальный вид и плотно без раковин и сколов при легать к внутренней поверхности рабочего кольца прибора.

Опыты проводились на специальных компрессионных приборах КП-5 с кольцом диаметром 71 и высотой 21 мм. Схема опыта представляла собой консолидировано-дренированные испытания, время выдержки каж дой ступени давления составляло не менее 16 ч до условной стабилизации деформации. За критерий условной стабилизации деформации (в соответ ствии с ГОСТ 12248-96) принималась скорость деформации образца, не превышающая 0,01 мм за последние 16 ч наблюдений на каждой ступени.

Порядок нагружения образца ступенями после его установки в ком прессионный прибор был следующий: 0,025;

0,05;

0,1;

0,2 и далее с интер валом 0,1 МПа до полной величины давления. Величина полного давления являлась суммой бытового и строительного давлений в эффективных на пряжениях (Рбыт+Рстр). Строительное давление составляло 0,8 МПа.

Для вычисления коэффициента анизотропии ka парных образцов бы ли выбраны следующие диапазоны давления:

1-й диапазон: от бытового давления, которое испытывает образец, находясь в природном залегании, до давлений, которые соответствуют сумме бытового и половине строительного давления:

Рбыт - (Рбыт + 0,5Рстр);

2-й диапазон: от давления, которое является суммой бытового и по ловины строительного давления, до давлений, являющихся суммой быто вого и полного строительного давления (Рбыт + 0,5Рстр) - (Рбыт + Рстр);

3-й диапазон: от бытового давления, которое испытывает образец, находясь в природном залегании, до давлений, являющихся суммой быто вого и полного строительного давления Рбыт - (Рбыт + Рстр).

После проведения испытаний определялся модуль деформации [3] p - pi E = i +1 b, (1) e i +1 - e i где pi+1 и pi – давления на разных ступенях нагружения;

e i+1 и ei – значения относительной деформации, соответствующей давлениям pi+1 и pi;

b – ко эффициент, учитывающий отсутствие поперечного расширения грунта в компрессионном приборе: для суглинков b = 0,595;

для супесей b = 0,675.

Коэффициент анизотропии вычисляли по формуле E ka = v, (2) E где Еv – модуль деформации образца, вырезанного в вертикальном направ лении (вдоль слоев);

Е0 – модуль деформации образца, вырезанного в гори зонтальном направлении (поперек слоистости).

По полученным результатам строили компрессионные кривые в виде зависимости коэффициента пористости от вертикальных давлений e = f ( P). На рис. 1 приведены компрессионные кривые образцов суглинков ИГЭ-11, ИГЭ-12 и ИГЭ-13, отобранных соответственно с глубин 41,1;

77, и 122,9 м при сжатии поперек и вдоль слоистости.

В табл. 1 приведены основные физические характеристики, значения модулей деформации в вертикальном Ev и горизонтальном E0 направлениях и коэффициента анизотропии ka исследованных грунтов.

0, 0, 0, 0,46 ИГЭ- е, д.е.

0, 0, 2 ИГЭ- 0, 2 ИГЭ- 0, 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2, P, МПа Рис.1. Зависимости коэффициента пористости е от давления Р при компрессионном сжатии вдоль (1) и поперек (2) слоистости образцов грунта ИГЭ-11, ИГЭ-12 и ИГЭ- Выполненные исследования показали, что для каждого ИГЭ коэффи циент анизотропии ka мало изменяется в пределах исследованных диапазо нов давлений (табл. 2). Например, для суглинков ИГЭ-11, отобранных с глубины 38,1 - 38,3 м:

в диапазоне давлений Р = 0,4 - 0,8 МПа коэффициент анизотропии ka = 0,92;

в диапазоне давлений Р = 0,8 - 1,2 МПа коэффициент анизотропии ka = 0,93;

в диапазоне давлений Р = 0,4 - 1,2 МПа коэффициент анизотропии ka = 0,93.

Таблица Осредненные значения коэффициентов анизотропии ka исследованных грунтов различных ИГЭ Осредненный коэффи- ka по всему Диапазон изменения Диапазон циент анизотропии ka диапазону на ИГЭ коэффициента нагрузок по каждой серии грузок по ИГЭ анизотропии ka опытов 1 0,64 – 0,92 0, 11 2 0,74 – 0,93 0,84 0, 3 0,68 – 0,93 0, 1 0,93 – 2,45 1, 12 2 0,96 – 2,69 1,69 1, 3 0,95 – 2,54 1, 1,18 - 2, 1 1, 1,12 - 2, 13 2 1,96 1, 1,15 - 2, 3 1, Примечание: 1 - Рбыт - (Рбыт+ 0,5 Рстр);

2 - (Рбыт+ 0,5 Рстр) - (Рбыт+ Рстр);

3 - Рбыт - (Рбыт+Рстр) На основании анализа изменения коэффициентов анизотропии ka по глубине отбора h образцов грунта (рис. 2), при увеличении плотности rd (рис. 3), уменьшении влажности W (рис. 4) и от числа пластичности Ip (рис. 5) установлено, что между указанными параметрами отсутствуют четкие зависимости. Однако, наблюдается тенденция увеличения коэффи циента деформационной анизотропии ka при увеличении глубины отбора и плотности образца и уменьшения ka при увеличении влажности и числа пластичности грунта.

Полученный разброс значений ka обусловлен в основном литологи ческой неоднородностью грунтов, содержащих неравномерное чередова ние алевритовых прослоев, тонких прослоев песчаника и микротрещинова тостью. Поэтому образцы, вырезанные из одного монолита, могут разли чаться между собой по физическим характеристикам, что сказывается на результатах испытаний по определению коэффициента деформационной анизотропии ka. Для получения более качественных результатов опытов в настоящее время разрабатывается специальное оборудование для проведе ния испытаний по определению коэффициента деформационной анизотро пии ka по одному образцу, что позволит исключить фактор влияния на ре зультат опыта литологической неоднородности грунта.

kа 3, 2, 2, 1, 1, 0, 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 120,0 140, h, м Рис. 2. Изменение коэффициента анизотропии ka по глубине ka 3, 2, 2, 1, 1, 0, 1,70 1,75 1,80 1,85 1,90 1,95 2,00 2, rd, г/см Рис. 3. Изменение коэффициента анизотропии ka при увеличении плотности сухого грунта rd, г/см ka 3, 2, 2, 1, 1, 0, 0,10 0,11 0,12 0,13 0,14 0,15 0,16 0,17 0,18 0,19 0, W, д.е.

Рис. 4. Изменение коэффициента анизотропии при увеличении влажности грунта ka 3, 2, 2, 1, 1, 0, 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0 12,0 13, I, % I pp, % Рис. 5. Изменение коэффициента анизотропии при увеличении пластичности грунта Выводы 1. Разработан способ оценки деформационной анизотропии грунтов оснований по величине коэффициента анизотропии ka.

2. Коэффициент анизотропии определяется отношением модулей де формации при компрессионном сжатии поперек и вдоль слоистости пар ных образцов грунта.

3. На примере вендских глин основания проектируемого высотного здания установлено, что коэффициент деформационной анизотропии ka практически не изменяется в исследованных трех интервалах давлений от бытового до максимального строительного.

4. Не установлено четкой зависимости ka от физических характери стик грунта (влажности, плотности и числа пластичности). Разброс значе ний ka обусловлен в основном литологической неоднородностью грунтов, содержащих неравномерное чередование алевритовых прослоев, тонких прослоев песчаника и микротрещиноватостью.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Афанасьев В.Н., Лаков И.В., Норова Л.П. Особенности выполнения инженерно геологических изысканий на предпроектной стадии по объекту Общественно-деловой центр (ОДЦ) «Охта-Центр» // Материалы конференции «Особенности инженерно-геологических изысканий и определений физико-механических свойств грунтов для проектирования зда ний и сооружений повышенного уровня ответственности». Тезисы докладов и сообщений.

СПб: ОАО «ЛЕННИИПРОЕКТ». 2008. С. 138-142.

2. ГОСТ 20276-99. Грунты. Методы полевого определения характеристик прочности и деформируемости. М.: ГУП ЦПП. 2000.

3. ГОСТ 12248-96. Грунты. Методы лабораторного определения характеристик прочности и деформируемости. М.: МНТКС. 1997.

Таблица Основные физические характеристики, значения коэффициента анизотропии ka и модуля деформации исследованных грунтов при сжатии в вертикальном (Ev) и горизонтальном (E0) направлениях Основные физические характери- Интервал давле Модуль деформации, стики грунтов Глубина ний (МПа) для Коэффициент МПа ИГЭ b отбора измеряемого анизотропии Описание грунта r, rd, rs, WL, Ip, образцов, м модуля ka г/см3 г/см3 г/см д.е. д.е. E0 Ev деформации 0,4 - 0,8 13,3 12,3 0, Суглинок пылеватый 38,1 - 38,3 0,8 - 1, 11 0,252 2,05 1,71 2,72 0,078 15,3 14,2 0,595 0, тугопластичный 0,4 - 1,2 14,2 13,2 0, 0,4 - 0,8 21,6 13,8 0, Суглинок пылеватый 41,1 - 41,3 0,8 - 1, 11 0,323 2,07 1,75 2,73 0,127 24,8 18,4 0,595 0, твердый 0,4 - 1,2 23,1 15,8 0, 0,5 - 0,9 12,5 27,9 2, Суглинок песчанистый 46,4 - 46,6 0,9 - 1, 12 0,251 2,16 1,86 2,78 0,095 16,8 40,1 0,595 2, полутвердый 0,5 - 1,3 14,4 32,9 2, 0,5 - 0,9 56,2 53,2 0, Суглинок пылеватый 53,2 - 53,4 0,9 - 1, 12 0,303 2,12 1,83 2,72 0,109 108,7 104,1 0,595 0, твердый 0,5 - 1,3 74,0 70,4 0, 0,7 - 1,1 78,7 73,0 0, Суглинок пылеватый 63,4 - 63,6 1,1 - 1, 12 0,277 2,28 2,01 2,74 0,103 102,0 107,5 0,595 1, твердый 0,7 - 1,5 88,9 86,9 0, 0,7 - 1,1 40,3 79,3 1, Суглинок песчанистый 67,8 - 68,0 1,1 - 1, 12 0,307 2,25 2,00 2,74 0,107 63,7 117,6 0,595 1, твердый 0,7 - 1,5 49,4 94,7 1, 0,8-1,2 89,3 163,9 1, Суглинок пылеватый 1,2 - 1, 12 77,6-77,8 0,310 2,20 1,95 2,74 0,112 0, 161,2 192,2 1,19 твердый 0,8 - 1,6 114,9 176,9 1, 0,8 - 1,2 36,8 90,1 2, Суглинок пылеватый 77,8 - 78 1,2 - 1, 12 0,305 2,21 1,95 2,74 0,102 0, 55,5 149,2 2,69 твердый 0,8 - 1,6 44,2 112,3 2, 1,2 - 1,6 86,6 169,2 1, Супесь песчанистая 13 122,1 - 122,3 0,218 2,22 1,6 - 2, 2,00 2,72 0,060 0, 107,0 202,5 1,89 твердая 1,2 - 2,0 95,7 184,4 1, 1,2 - 1,6 68,9 81,3 1, Суглинок пылеватый 13 122,4 - 122,6 0,297 2,18 1,6 - 2, 1,93 2,73 0,112 0, 86,9 97,0 1,12 твердый 1,2 - 2,0 76,9 88,5 1, 1,2 - 1,6 78,2 222,3 2, Супесь песчанистая 13 122,9 - 123,1 0,235 2,22 1,6 - 2, 1,97 2,70 0,069 0, 87,9 252,0 2,87 твердая 1,2 - 2,0 82,8 236,2 2, УДК 627.824.2/ МЕТОДИКА МНОГОФАКТОРНОГО АНАЛИЗА ДЕФОРМАЦИЙ КАМЕННО-ЗЕМЛЯНЫХ ПЛОТИН НА СЕВЕРЕ С.И. Панов 1, А.В. Прямицкий 2, Ю.М.Николаев Деформационное поведение каменно-земляных плотин, длительно эксплуатируемых на Севере, зависит от многих факторов природного и техногенного воздействия, например, от уровневого режима верхнего и нижнего бьефов, от годового слоя атмосферных осадков, от среднегодовой температуры воздуха в районе гидроузла и др. [1]. Учет этих факторов в феноменологических моделях по расчету напряжений и деформаций пло тин трудно реализуем.

В связи с этим целесообразно использование комбинированного подхода к решению подобных задач, заключающегося в создании стати стических прогнозных моделей развития во времени смещений элементов сооружения по данным натурных наблюдений, а затем в решении задач о его напряженно-деформированном состоянии (НДС), прочности и устой чивости с граничными условиями, соответствующими полученным про гнозным смещениям элементов. Подобный подход наиболее оправдан, ко гда в процессе длительной эксплуатации сооружения по тем или иным причинам происходит значительное и быстро протекающее изменение од ного или нескольких факторов внешнего воздействия.

В качестве примера рассмотрен случай прогноза возможных дефор маций плотины Вилюйской ГЭС-1, 2 при ее подтоплении со стороны ниж него бьефа, которое возникнет после проектного наполнения водохрани лища, расположенной ниже Светлинской ГЭС.

Каменно-земляная плотина Вилюйской ГЭС-1, 2 была построена в 1963 – 1968 гг. Плотина имеет максимальную высоту 75 м. Противофильт рационным элементом плотины является экран, переходящий на верхних отметках в центральное ядро. Экран выполнен из местных щебенисто– дресвяных суглинков и опирается на упорную призму, которая отсыпана из горной массы и имеет высоту более 50 м. В сопряжении экрана с упорной призмой уложен двухслойный обратный фильтр из дробленого щебня.

Климатические условия района гидроузла, геокриологические осо бенности основания плотины, а также выбранный способ ее возведения обусловили весьма сложный режим температурно-деформационного пове дения сооружения [2]. К настоящему времени состояние плотины Вилюй Доктор техн. наук, зав.отделом Тел.: (812) 535-28-08. E-mail: pansta@mail.ru Аспирант, научн. сотр.

Тел.: (812) 535-28-08. E-mail: paioner@yandex.ru ОАО «ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул.Гжатская, Директор каскада Вилюйских ГЭС Тел.: (41136) 72-616. E-mail: nikolaev@kvgs.ru Каскад Вилюйских ГЭС, 678185, п.Чернышевский, Республика Саха (Якутия) ской ГЭС-1, 2 нельзя считать стационарным, поэтому весьма актуальны натурные наблюдения за ее температурным состоянием и фильтрационны ми процессами, а также за смещениями.

Регулярные инструментальные наблюдения за осадками и горизон тальными смещениями элементов плотины были начаты сразу после окон чания ее строительства [3]. Результаты этих наблюдений включают непре рывный ряд данных за период 1971 – 2009 гг.

Изменения во времени деформаций плотины Данные натурных наблюдений за поверхностными марками на пло тине свидетельствуют, что в первые 10 – 15 лет эксплуатации плотины из менения во времени осадок S(t) и горизонтальных смещений U ( t ) ее эле ментов имели весьма сложный характер.

Так, высотное положение марок в рассматриваемый период эксплуа тации сооружения стабильно уменьшалось. При этом распределение оса док по высоте плотины было практически пропорционально слою насыпи в местах установки марок. Графики осадок марок имеют явно выраженные локальные увеличения их интенсивности, приуроченные к 1974 и 1988 гг.

Эти изменения характерны для марок как на гребне, так и на бермах пло тины.

В горизонтальном направлении в первые 6 – 8 лет эксплуатации рас сматриваемые марки практически синхронно смещались в сторону верхне го бьефа. Затем наиболее "подвижная" марка М4, расположенная на гребне плотины в центральной части створа, начала интенсивно смещаться в строну нижнего бьефа, а остальные - в течение 10 лет практически не смещались по горизонтали. Начиная примерно с 1987 г., все марки стали претерпевать смещения в сторону нижнего бьефа с различной интенсивно стью.

Эти особенности деформирования элементов плотины, по нашему мнению, связаны с процессами "приспособления" сооружения к деформи рованию в период начального быстро изменяющегося температурного со стояния грунтов экрана и упорной призмы [2]. Поскольку этот период за кончился уже более 20 лет назад можно допустить, что в настоящее время он уже не оказывает существенного влияния на характер деформирования сооружения. Поэтому в дальнейшем анализе используются графики осадок и горизонтальных смещений поверхностных марок только за период 1987 – 2008 гг.

Графики осадок и горизонтальных смещений для наиболее "подвиж ной" марки М4, расположенной на гребне плотины в центральном измери тельном створе, представлены на рис. 1, где осадки и горизонтальные смещения в сторону нижнего бьефа обозначены знаком +.

Возможность образования трещин или иных нарушений сплошности в грунтовом экране зависит от величины соотношения приращений осадок S и горизонтальных смещений U гребня плотины. Максимальное значение этого показателя, приуроченное к месту установки марки М4, было равно 0,714 (2008 г.). В связи с этим, дальнейший количественный анализ дефор мационного поведения гребня плотины выполнен применительно к натур ным данным, полученными для марки М4.


Известно [4], что в нормальных условиях реономное деформирование грунтовых сред удовлетворительно описывается с использованием простей Осадки (S) и горизонтальные смещения ( U ), мм Годы Рис. 1. Сопоставление графиков осадок (S) (1)и горизонтальных смещений (2) марки М и их аппроксимация выражением (1):

- Um4;

- Approx U;

- Sm4;

- Approx S ших дробно-линейных функций времени. С учетом этого, при аппроксима ции графиков изменений во времени значений осадок и горизонтальных смещений марки М4 (см. рис.1) было использовано выражение t Q (t ) = Q *, (1) T0q +t где Q(t) – текущие значения S(t) или U(t);

Q* – предельные значения оса док S* или смещений U* (мм);

t – время (годы) с начала наблюдений (1987 г.);

Тoq – временной параметр.

По результатам статистической обработки для графиков, представ ленных на рис. 1, были получены следующие значения параметров выра жения (1):

s для осадок – S* = 595 мм, To = 11,55 лет, при v = 0,131 и m = 0,973;

для горизонтальных смещений – U* = 408 мм, Tou = 11,72 лет, при v = 0,176, m = 0,989.

Результаты сопоставления натурных данных с аппроксимирующими кривыми рис. 1, значения коэффициентов вариации (v) математических ожиданий (m) позволяют считать аппроксимацию удовлетворительной.

u s Весьма близкие расчетные значения To и To свидетельствуют, что процессы осадок и горизонтальных смещений гребня плотины являются взаимосвязанными. По всей видимости, оба рассматриваемых диагности ческих параметра (S и U) являются следствием одного силового фактора – приложенной к экрану наклонной равнодействующей, циклически изме няющегося гидростатического давления.

Более того, малая сжимаемость скальных пород основания плотины и выявленная по данным натурных наблюдений большая инерционность основания к сезонным изменениям температуры окружающей среды по зволяют считать, что осадки и горизонтальные смещения гребня в основ ном обусловлены непосредственно деформациями тела плотины.

В связи с этим, дальнейший количественный анализ деформационно го поведения гребня плотины выполнялся с использованием данных об из менениях во времени вектора совместных смещений R(t), соответствую щего геометрической сумме значений S(t) и U(t) R (t ) = S(t ) 2 + U (t ) 2. (2) График изменений во времени значений вектора R(t) для марки М4, а также его аппроксимация представлены на рис. 2.

Статистическая обработка значений R(t) позволила получить сле дующее уравнение регрессии, удовлетворительно аппроксимирующее на турные данные T - t R (t ) = R * R = 719 (мм), (3) 11,60 + T - To + t где t = T – 1987;

Т – календарный год, на который определяется величина R(t), 1987 – год для которого принято условие R(t) = 0, Tor = 11,6 лет. При этих параметрах получено, что v = 0,135 и m = 0,976.

Далее принято, что кривая, полученная по выражению (3), соответст вует нормальному ходу реономного процесса деформирования грунтов плотины [4].

Величина RSU M4, мм Годы Рис. 2. График изменений значений вектора R(t) и его аппроксимация выражением (3):

- RSU М4;

- Approx Как видно из рис. 2, натурные значения R(t) отклоняются от аппрок симирующей кривой в ту или другую стороны. Эти отклонения – dR(t) да лее считаются аномальными.

Согласно данным натурных наблюдений, для марки М4 в период 1987 – 2008 гг. соотношение величин годовых приращений осадок и гори зонтальных смещений было практически постоянным. Это позволило опи сать связь этих диагностических параметров с величиной dR(t) следующим образом dS (t ) = 0,782 dR(t ) ;

dU (t ) = 0,623 dR(t ). (4) Поскольку интегральные кривые смещений существенно вуалируют причинно-следственные связи, дальнейший анализ отклонений R(t) от нормы был выполнен с использованием значений ежегодных приращений dR(t). При этом фактические величины этих приращений определялись по натурным данным, а их нормальные значения оценивались по выражению (5), полученному после дифференцирования уравнения (3), Tor 11, dR(t ) норм = R * = 719 (5).

r (11,6 + T - 1987) (To + t ) Для количественной характеристики аномальных отклонений векто ра dR(t) от линии нормального тренда (5) далее использовалась их относи тельная величина, определяемая по данным натурных наблюдений сле дующим образом KdR = [dR(t)факт – dR(t)норм] / dR(t)норм. (6) Изменение распределения во времени значений коэффициента KdR(t) для марки М4 показана на рис. 3.

1, 1, 1, 1, 0, 0, KdR ( t ) 0, 0, -0, -0, -0, -0, Годы Рис. 3. График изменений во времени значений KdR Использованный прием статистической обработки натурных данных и полученные при этом эмпирические выражения позволяют представить годовые приращения смещений гребня плотины состоящими из двух ком понент.

Первая из них связана с нормальным затуханием во времени интен сивности приращений смещений гребня плотины. Она может быть опреде лена по выражению (5). Вторая компонента относится к аномальным от клонениям приращений смещений от линии тренда (5). При анализе зако номерностей изменения этой компоненты было сделано предположение, что эти отклонения обусловлены изменениями воздействий на плотину та ких внешних факторов, как уровни верхнего и нижнего бьефов, а также среднегодовые значения слоя атмосферных осадков и температуры воздуха в районе гидроузла.

При анализе изменений во времени каждого из перечисленных фак торов был использован описанный выше прием выделения составляющих нормального хода процесса и аномальных отклонений от него.

Изменения во времени уровней верхнего бьефа Построенный по данным натурных наблюдений график среднегодо вых значений уровней воды в верхнем бьефе (УВБ) свидетельствует, что в периоды 1969 – 1974 гг. и 1986 – 1989 гг. имело место интенсивное увели чение среднегодовых значений УВБ, связанное с режимом начальной экс плуатации гидроузла (рис. 4). В последующие годы амплитуда колебаний среднегодовых значений УВБ была существенно меньшей. Эти колебания были в основном обусловлены природно-климатическими факторами.

По формально-статистическим признакам за линию тренда нормаль ного хода изменений среднегодовых значений УВБ (вне зависимости от причин, которые их обусловили) была принята полученная методом наи меньших квадратов регрессия, наилучшим образом аппроксимирующая натурные данные (v = 0,109, m = 0,952):

T - 1969 T - УВБнорм = УВБ0 + Y * Y = 226,11 + 17,6, (7) 1,3 + T - Tо + T - где УВБ0– отметка уровня воды на год начала измерений;

Y* и ToY – пара метры регрессии;

Т – текущий календарный год.

244, 242, 240, 238, Отметки УВБ, м 236, 234, 232, 230, 228, 226, Годы Рис. 4. Среднегодовые значения УВБ и их аппроксимация в 1969 – 2008 гг.:

- ср.год;

- Approx Полученные по данным натурных наблюдений отклонения dУВБ(t) = УВБфакт – УВБнорм от нормы (7), по аналогии с предыдущим, считались аномальными. Количественно аномалии распределения средне годовых значений УВБ оценивались по величине коэффициента относи тельных отклонений (КУВБ), который использовался далее при количест венной оценке влияния УВБ на изменения величин dR(t), К УВБ = ( УВБфакт - УВБнорм ) / УВБнорм. (8) Также по аналогии с предыдущим, в дальнейшем анализе рассматри ваются данные только за период 1987 – 2008 гг. (рис. 5).

0, 0, Значения КУВБ -0, -0, -0, -0, Годы Рис. 5. График изменений КУВБ в 1987 – 2008 гг.

Изменения во времени уровней нижнего бьефа График среднегодовых значений уровней воды в нижнем бьефе (УНБ) за весь период эксплуатации плотины приведен на рис. 6.

181, 180, 180, Отметки УНБ, м 180, 179, 179, 178, 178, 178, Годы Рис. 6. Среднегодовые значения УНБ и их аппроксимация в 1969 – 2008 гг.:

- среднегодовой;

- Approx По формально-статистическим признакам за линию тренда нормаль ного хода изменений УНБ (рис. 6) была принята полученная методом наи меньших квадратов регрессия T - УНБ норм = 178 + 2,756. (9) 3,937 + (T - 1969) Значения отклонений dУНБ(t) = УНБфакт – УНБнорм среднегодовых значений УНБ от нормы (9), полученные по данным натурных наблюдений считались аномальными.

По аналогии с предыдущим, количественная оценка влияния ано мальных изменений УНБ на величину dR(t) выполнялась (рис. 7) с исполь зованием коэффициента относительных отклонений (КУНБ), определяемого следующим образом:

К УНБ = ( УНБфакт - УНБ норм ) / УНБнорм. (10) 0, 0, 0, Значения КУНБ 0, 0, -0, -0, -0, Годы Рис.7. График изменений КУНБ в 1987 – 2008 гг.

Изменения величин годового слоя атмосферных осадков Характер и количественное влияние изменений годового количества атмосферных осадков в районе гидроузла на смещения плотины не доста точно ясны. Поэтому при учете этого фактора было принято, что нормаль ная величина годового слоя осадков соответствует его среднемноголетне му значению (hгс.норм) за период 1964 – 2008 гг., равному по данным натур ных наблюдений 373,1 мм/год. Определенные по данным натурных наблю дений отклонения фактических значений годового слоя осадков dгс(t) = hгс. факт – hгс. норм считались аномальными.

Количественно аномалии распределения значений годовых слоев осадков оценивались (рис.8) с использованием коэффициента относитель ных отклонений (Кгс), который определялся следующим образом K гс = ( hгс.факт - hгс.норм ) / hгс.норм. (11) 0, 0, 0, 0, Значения Кгс 0, 0, 0, 0, -0, -0, -0, Годы Рис.8. График изменений Kгс в период 1987 – 2008 гг.

Изменения среднегодовой температуры воздуха При проведении анализа было принято, что температура воздуха в районе гидроузла влияет на деформации низовой призмы плотины. Одна ко, поскольку характер этого влияния не ясен, его учет в анализе выполнен следующим образом. Распределение среднемноголетних значений темпе ратур (qсм) было принято за нормальное, а отклонения среднегодовых зна чений температуры (qсг) от нормы dq(t)= qсг – qсм считались аномальными (рис.9).


0, 0, 0, Значения Ктмп 0, 0, 0, 0, -0, -0, -0, -0, Годы Рис. 9. График изменений Kтмп в период 1987–2008 гг.

Количественная оценка аномалий среднегодовых значений темпера туры выполнена далее с использованием коэффициента относительных отклонений (Kтмп), значения которого определись следующим образом:

K тмп = (q см - q) / qсм. (12) Статистический анализ корреляции и получение регрессионных зависимостей С целью количественной оценки связи между аномальными измене ниями факторов внешнего воздействия на плотину и аномальными прира щениями смещений гребня выполнено сравнительное сопоставление пока зателей KУВБ, KУНБ, Kгс, Kтмп и KdR, значения которых приведены ниже.

При статистической обработке данных табл.1, выполненной с ис пользованием программы "Statistica–8", показатели KУВБ, KУНБ, Kгс и Kтмп считались независимыми переменными (V ar1–V ar4), а показатель KdR – зависимой переменной (V ar5).

Результаты статистической обработки свидетельствуют, что между аномальными изменениями годовых приращений векторов смещений гребня плотины (KdR) и отклонениями от нормы среднегодовых значений уровней нижнего бьефа (KУНБ) существует линейная связь с удовлетвори тельной корреляцией (r 0,666). Корреляция между KdR и изменениями уровней верхнего бьефа (KУВБ), а также между KdR и изменениями слоя годовых осадков (Kгс) несколько хуже (r равно соответственно 0,381 и 0,398). Вместе с тем, между KdR и изменениями среднегодовых темпера тур воздуха в нижнем бьефе плотины (Kтмп) практически нет корреляции (r 0,130). По всей видимости, температура окружающей среды если и влияет на деформации плотины, то опосредованно.

В связи с отмеченным в дальнейшем анализе множественной корре ляции рассматривалось влияние на годовые приращения векторов dR(t) только факторов УВБ(t), УНБ(t) и ГС(t). При количественной оценке этой связи были введены следующие упрощающие допущения:

Таблица Значения сопоставляемых переменных KУВБ KУНБ Kгс Kтмп KdR Годы V ar1 V ar2 V ar3 V ar4 V ar 1988 0,0010 – 0,0016 0,3180 0,1519 – 0, 1989 0,0063 0,0020 0,3560 0,1188 0, 1990 0,0030 0,0000 – 0,2400 0,2198 0, 1991 0,0025 0,0001 0,0710 0,0625 0, 1992 0,0050 – 0,0007 – 0,2220 0,1951 0, 1993 0,0010 – 0,0023 – 0,1430 0,1876 – 0, 1994 0,0020 – 0,0020 – 0,1730 – 0,0732 0, 1995 – 0,0030 – 0,0016 0,1310 0,2431 – 0, 1996 0,0000 – 0,0040 0,1410 – 0,5220 – 0, 1997 0,0040 – 0,0044 – 0,0390 0,1195 0, 1998 0,0020 0,0018 0,2240 – 0,0768 1, 1999 – 0,0014 – 0,0013 – 0,0550 – 0,0563 – 0, 2000 – 0,0010 0,0001 0,2300 – 0,1104 – 0, 2001 0,0020 –0,0002 0,2200 0,0429 – 0, 2002 0,0024 0,0008 0,2420 0,1901 0, 2003 0,0000 – 0,0002 0,2080 0,2551 0, 2004 – 0,0050 – 0,0006 – 0,0570 – 0,0679 – 0, 2005 – 0,0054 – 0,0016 0,1360 0,2101 – 0, 2006 – 0,0080 – 0,0012 – 0,0460 – 0,0237 – 0, 2007 – 0,0090 0,0000 0,0040 0,2515 – 0, 2008 0,00005 0,0033 0,6750 0,1110 1, в рамках множественной корреляции связь dR(t) с каждым из указан ных факторов считалась линейной;

в анализе использовались данные, относящиеся лишь к случаям по ложительных (то есть превышающих норму) значений dR(t);

регрессионные выражения подбирались для случаев максимальных (верхний доверительный предел) положительных значений dR(t) за период 1987–2008 гг.

Введение перечисленных выше допущений позволило свести задачу количественного описания связи dR(t) с аномальными изменениями при родно-техногенных факторов к решению следующей системы линейных уравнений:

a11 x1 + a12 x 2 + a13 x3 = b a21 x1 + a 22 x2 + a23 x3 = b2, (13) a31 x1 + a32 x2 + a33 x3 = b где a11…a33 – коэффициенты уравнений, численно равные определенным по данным натурных наблюдений значениям KУВБ, KУНБ и Kгс;

b1, b2 и b3 – свободные члены уравнений, соответственно равные значениям KdR;

x1, x2, x3 – подлежащие определению числа, которые, будучи подставленными в уравнения (13), обращают их в тождества.

Матрицы коэффициентов и свободных членов уравнений для случая абсолютно максимальных (за период 1987 – 2008 гг.) и минимальных по ложительных значений dR(t) приведены в табл. 2.

Таблица Коэффициенты системы уравнений (13) при максимальных dR(t) KУВБ KУНБ Kгс KdR Проверка Годы тождества a i 1, мм a i 2, мм a i 3, мм bi, мм 1989 0,00630 0,00200 0,35600 0,62300 0, 1998 0,00200 0,00180 0,22400 1,12200 1, 2008 –0,00005 0,00330 0,67500 1,57700 1, Решение методом Гаусса системы уравнений (13) позволило для мак симальных значений dR(t) получить x1 = – 76,86;

x2 = 1069,19;

x3 = – 2,90.

Соответственно, для определения верхнего предела значений KdR было получено следующее выражение KdRмакс = – 76,86 KУВБ + 1069,19 KУНБ – 2,90 Kгс. (14) При известном KdR искомое значение dRфакт может быть определено непосредственно из зависимости (6) dRфакт = [1+ KdR] dRнорм. (15) Выражения (14) и (15) позволяют выполнять прогнозные расчеты по определению максимально возможных значений годовых приращений век тора R(t) при возможных значениях факторов внешнего воздействия на плотину.

С учетом всего вышеизложенного, методика прогнозных расчетов по определению максимальных смещений элементов плотины может быть сведена к следующим основным положениям.

1. Задают календарный год и соответствующие ему фактические зна чения параметров внешнего воздействия на плотину УВБ, УНБ и h сг (годо вой слой осадков), при которых предполагают определить величину мак симально возможных годовых приращений вектора R(t).

2. С использованием выражений (5), (7), (8), (9) и (10) для заданного календарного года определяют нормальные значения параметров dRtнорм, УВБ, УНБ и hсг, а также соответствующие им значения коэффициентов аномальных отклонений от нормы – KУВБ, KУНБ и Kгс.

3. С использованием выражений (14) и (15) находят максимально возможные значения соответственно KdR(t) и dRфакт.

4. Поскольку в данной методике было допущено, что изменения оса док и горизонтальных смещений гребня плотины происходят практически синхронно, полученное расчетное значение приращений вектора dRt для каждой из марок может быть разложено на вертикальную и горизонталь ную составляющие. Так например, для марки М4 они, в соответствии с (4), равны: dSt = 0,782dRt и dUt = 0,623dRt.

Пример прогнозного расчета для плотины Вилюйской ГЭС В качестве примера рассмотрен случай максимального подъема уровней воды в нижнем бьефе Вилюйской ГЭС до отметки 185,70 м, к ко торому может привести наполнение до проектной отметки водохранилища Светлинской ГЭС (Вилюйской ГЭС-3), расположенной ниже по течению р.Вилюй.

В дальнейшем расчете условно принято, что достижение указанной аномальной отметки УНБ может произойти в 2010 г. и в 2015 г. и что в эти годы природные факторы (уровень воды в водохранилище и среднегодовая температура) будут соответствовать норме.

При указанных допущениях прогнозный расчет выполняется в сле дующей последовательности.

1) Нормальные значения годовых приращений деформаций гребня плотины dRнорм для названных годов, определенные по выражению (5), равны для 2010 г. – 6,97 мм/год, для 2015 г. – 5,32 мм/год.

2) По условиям задачи принято, что для рассматриваемых годов по казатели аномальных изменений уровней верхнего бьефа и среднегодовой температуры воздуха имеют нулевые значения, а KУВБ = 0 и Kгс = 0.

3) Далее для рассматриваемых годов по выражениям (9) и (10) были получены нормальные значения УНБнорм и значения коэффициента KУНБ аномальных отклонений от для принятого УВБфакт = 185,70 м:

dУВБ = KУНБ= Годы УНБнорм, м УВБфакт – УВБнорм, м dУВБ/УНБнорм 2010 180,51 5,19 0, 2015 180,54 5,16 0, 4) При известных значениях KУВБ, KУНБ и Kгс для рассматриваемых годов по выражениям (14), (15), (4) и (5) были определены значения KdR(2010) и KdR(2015), dRаном, dRфакт, а также dSt и dUt:

dRнорм, dRаном, dR факт, dSt, dUt, Годы KdR мм/год мм/год мм/год мм/год мм/год 2010 6,97 30,74 214,25 ~221 ~173 ~ 2015 5,32 30,56 162,56 ~168 ~132 ~ 5) Из приведенных выше результатов расчета следует, что при мак симально возможном подъеме уровня нижнего бьефа ВГЭС до отметки 185,70 м годовые разовые приращения смещений гребня плотины Вилюй ской ГЭС в районе марки М4 могут достигнуть величин: по вертикали ~ 130 – 170 мм/год, по горизонтали ~ 100 – 140 мм/год. Указанные значе ния смещений могут быть использованы в качестве граничных условий при решении задач о НДС плотины и прочности ее элементов.

Выводы Предлагаемая методика предназначена для количественной оценки влияния факторов внешнего природно-техногенного воздействия на де формационное поведение каменно-земляных плотин, длительно эксплуа тируемых в условиях Севера.

В соответствии с методикой годовые приращения вертикальных и горизонтальных смещений элементов таких плотин считают состоящими из нормальных компонент, связанных с процессами реономного деформи рования грунтов, и аномальных составляющих, обусловленных измене ниями характеристик факторов внешнего воздействия.

Результаты статистической обработки натурных данных о смещени ях сооружения и внешних воздействиях на него позволяют получить эмпи рические зависимости для определения прогнозных значений нормальной и аномальной составляющих осадок и горизонтальных смещений при раз личных сочетаниях характеристик факторов внешнего воздействия.

Дальнейший анализ состояния сооружения и оценка его безопасно сти в эксплуатации могут быть выполнены на основании расчетов напря женно–деформированного состояния и прочности элементов плотины при смещениях ее элементов, близких к полученным прогнозным значениям.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Панов С.И., Толошинов А.В. и др. Особенности температурно-деформационного поведения каменно-земляных плотин при их длительной эксплуатации в условиях Севера // Гидротехническое строительство. 2007. № 5. С. 18-21.

2. Панов С.И., Толошинов А.В. Особенности деформационного поведения камен но–земляных плотин при длительной эксплуатации на Севере // Известия вузов. Строитель ство. 2003. №11. С. 76-82.

3. Мухетдинов Н.А., Окружнов С.В., Бурлаков В.М. Динамика температурно– влажностного режима каменно-земляной плотины Вилюйской ГЭС-1,2 в эксплуатационный период // Энергетическое строительство. 1999. № 10. С. 65-70.

4. Вялов С.С. Реологические основы механики грунтов. М.: Высшая школа. 1978.

УДК 624.131. МЕТОДИКА ФИЛЬ ТРАЦИОННЫХ ИСПЫТАНИЙ ОПЫТНОГО ФРАГМЕНТА ВОДОУПОРНОГО ЭЛЕМЕНТА НАСЫПНОЙ ГРУНТОВОЙ ПЛОТИНЫ В.Н.Жиленков1, Ю. П. Корнев2, Н. В. Касаткин Водоупорные элементы (ядра, экраны) насыпных плотин большей частью возводятся из грунтовых материалов с весьма изменчивыми in situ минералогическим и зерновым составами. В связи с этим, при проектиро вании сооружения возникают проблемы с определением геофильтрацион ных характеристик функционально различных частей элемента – собствен но ядра (экрана) и обратных фильтров (контактирующих с упорными призмами из каменной наброски), формируемых по той или иной техноло гической схеме, обычно включающей разработку грунта в карьере, после дующее термовлажностное кондиционирование, доставку полученного ма териала и завершающие операции по его укладке и уплотнению.

Известно [1], что в процессе укладки разнозернистые грунтовые мате риалы часто теряют устойчивость к фракционированию (сегрегации), чего ни в коем случае нельзя допускать при формировании ядра или экрана плотины.

Тем не менее, согласно рекомендациям, содержащимся в [2], водоупорные элементы этих сооружений допускается возводить из разнозернистых грунто вых материалов, отсыпаемых слоями толщиной 2 – 4 м.

Считаем, что в подобных случаях толщину слоев следует назначать такой, чтобы при данной технологии формирования водоупорного элемен та исключить образование в нем (вследствие сегрегации отсыпаемого ма териала) прослоек из крупнозернистых фракций, в связи с чем толщина слоев не должна превышать 0,4 м, а отсыпать грунтовый материал следует вплотную к уложенной части слоя, как это делают в процессе возведения бетонной плотины.

Однако при определении геофильтрационных свойств материала расчетными методами и в результате лабораторных экспериментов на не больших моделях оценить возможность проявления сегрегации и масшта бы ее влияния на эти свойства весьма трудно, в связи с чем на ранней ста дии строительства надлежит проводить в полевых условиях крупномас штабные испытания опытных насыпей и одновременно отрабатывать тех нологические приемы возведения грунтового сооружения.

Доктор техн. наук, главный научн. сотр.-консультант Тел.: 535-50- ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская, д. Главный специалист Тел.: (495) 994-81-73, E-mail: info@hydroproject.com 143530, Московская обл., Истринский р-н, г. Дедовск, ул. Энергетиков, д. Мособлгидропроект Главный инженер проекта Тел.: 393-11- Ленгидропроект, 197227, Санкт-Петербург, пр. Испытателей, д. Размеры опытной насыпи обычно выбирают такими, чтобы уплот няющие механизмы могли свободно передвигаться в одном направлении не менее чем на 35 м и чтобы можно было уложить в насыпь четырьмя – пятью слоями 1500 – 2000 м3 грунта.

Таким образом, сооружение полномасштабной опытной насыпи яв ляется длительным и дорогостоящим мероприятием. Целесообразно в свя зи с этим фильтрационные испытания небольшого по размерам фрагмента ядра плотины проводить на мининасыпи, чтобы, во-первых, проверить прогнозную оценку фильтрационно-суффозионных свойств (водопрони цаемости и суффозионной устойчивости) материала ядра, отсыпка и уп лотнение которого в данном случае будет осуществляться в условиях мак симально приближенных к производственным и, во-вторых, испытать на фильтрационную прочность достаточно крупный по размерам фрагмент самого ядра вместе с фильтрами.

Предлагаемые нами рекомендации по формированию мининасыпи и методика испытаний нашли практическое применение при выборе вариан та использования грунтов из различных месторождений для возведения на Кипре плотины Айос Теодорес высотой 100 м. Эти разработки также как нельзя лучше подходили к намеченной проверке и окончательной доводке технических решений, лежащих в основе проекта грунтовой плотины За рамагских ГЭС [3].

Мининасыпь имеет форму усеченной пирамиды, одна из граней ко торой крутизной 1:5 сделана в виде пандуса для въезда транспорта, а про тивоположная и одна из боковых граней будут иметь крутизну естествен ного откоса, то есть около 1:1,3 (рис. 1), общим объемом мининасыпи око ло 250 м3. Чтобы провести на этой опытной насыпи испытания фрагмента ядра на фильтрационную прочность в месте его примыкания к береговому склону, опытная насыпь в этом случае должна другой боковой гранью примыкать к поверхности склона с характерными для данного скального массива морфометрическими параметрами. Вместе с тем опытную насыпь целесообразно расположить внутри полезного объема возводимой плоти ны, как это удалось фрагментарно сделать внутри цокольной части экрана плотины Зарамагских ГЭС.

В остальных случаях выбранный участок, с примерными размерами 15х20 м, выравнивают и на нем укладывают пленочный противофильтра ционный экран, поверх которого производят отсыпку предварительно ув лажненного грунтового материала слоями толщиной 30 – 35 см, уплотняют виброкатком или гружеными автосамосвалами (рис. 2).

После возведения насыпи проводят работы в следующей последова тельности:

в центре верхней площадки насыпи откапывают шурф с размерами 2х2 м в плане и вертикальными стенками, четырьмя ярусами по 0,5 м, в каждом из которых отбирают контрольные пробы уложенного материала объемом не менее 10 дм3 для последующего определения его плотности, влажности и зернового состава;

выкопанный на глубину 2,0 м шурф заполняют щебнем или гравием не крупнее 25 мм;

противоположный пандусу откос насыпи или боковой ее откос вы штрабляют до отметки дна шурфа с таким расчетом, чтобы оставшаяся пе ремычка между сопредельными стенками шурфа и выемки имела толщину около 1 м вверху и 1,5 м внизу, после чего выемку (штрабу) заполняют песчано-гравийным грунтом – аналогом материала фильтра ядра плотины (рис. 3).

а) Береговой склон б) Рис.1. Схема опытной мининасыпи:

а – план;

б – разрез по 1-1;

1 – уплотненный грунтовый материал ядра;

2 – пандус;

3 - центральные шурфы Ш-1 и Ш-2;

4 – штрабы на низовом откосе насыпи, заполненные материалом обратного фильтра;

5 – фрагменты ядра плотины;

6 – послойно отбираемые пробы грунтового материала (размеры в метрах) Рис. 2. Послойное уплотнение груженым автосамосвалом щебнистого суглинка при возведении мининасыпи (фрагмент ядра плотины Айос Теодорос) Рис. 3. Штраба на низовом откосе мининасыпи, заполненная мелким щебнем 10 - 20 мм (фрагмент ядра каменно-земляной плотины Айос Теодорос, 1997 г.) По окончании этих работ центральный шурф Ш-1 достаточно быстро заполняют водой, уровень которой нужно поддерживать на постоянной отметке, а расход воды, профильтровавшейся через фрагмент ядра в штра бу на низовом откосе насыпи, следует ежечасно контролировать до полной его стабилизации (при качественно выполненной насыпи двое – трое су ток).

Во время водонасыщения и фильтрационных испытаний насыпи не обходимо тщательно наблюдать за состоянием ее наружных откосов с це лью обнаружения сосредоточенных выходов воды, особенно, если будет замечен вынос глинистой суспензии.

Расходометрические данные, полученные в процессе первого этапа испытаний, используют затем для расчетов по известным аналитическим зависимостям коэффициента фильтрации уложенного материала, а по гра диенту напора (при котором не наблюдалась суффозия материала) дается, исходя из толщины фрагмента ядра, оценка его фильтрационной прочно сти. В данном случае, максимальный градиент напора, достигаемый в нижнем сечении перемычки (между шурфом и штрабой), не превышает 1,5. Первый этап испытаний на этом завершается.

При благополучном исходе первого этапа испытаний насыпи их сле дует продолжить, но при более высоких градиентах напора, в связи с чем шурф Ш-1 надо закрыть сверху полиэтиленовой пленкой, пригруженной слоем песчано-гравийного грунта толщиной 1 м (рис. 4).

Пленка должна иметь по контуру уплотнение в виде глинистой шпонки. Это мероприятие позволит создать внутри шурфа гидростатиче ский напор воды около 3,5 м и соответственно получить градиент напора в перемычке более двух единиц.

Поскольку второй этап испытаний должен продолжаться не менее трех - пяти дней, необходимо предусмотреть подачу воды через специаль ное приспособление типа бачка-дозатора.

Рис. 4. Дополнительное обустройство опытной мининасыпи для фильтрационных испытаний фрагмента ядра плотины:

1 – подложка из полиэтиленовой пленки;

2 – грунтовый материал насыпи;

3 – центральный шурф, заполненный щебнистым материалом;

4 – фрагмент ядра;

5 – штраба, заполненная материалом обратного фильтра;

6 – полиэтиленовая пленка;

7 – грунтовая пригрузка;

8 – траншейное уплотнение;

9 – водомерный счетчик;

10 – емкость для воды, имеющая приспособление для регулирования ее высотного положения;

11 – трубка с краником для выпуска воздуха из шурфа при заполнении его водой Затем повторяют в этой же последовательности операции, связанные с испытанием на фильтрационную прочность участка сопряжения ядра с береговым склоном, для чего надлежит предварительно откопать показан ный на рис. 1 шурф Ш-2 и, постепенно наполняя его водой, наблюдать за проявлениями фильтрационного потока в противоположной штрабе на ни зовом откосе насыпи (см. рис. 1).

В случае нарушения устойчивости напорной стенки в этой штрабе, следует ее подкреплять обрешеткой, как это было сделано при выполнении такого эксперимента в теле водоупорного элемента плотины Зарамагских ГЭС.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |
 





 
© 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.