Jordens strukturelle styrke. Strukturell styrke

Arbeidet er viet til å karakterisere den opprinnelige tilstanden til spredt jord - deres strukturelle styrke. Kunnskap om dens variabilitet gjør det mulig å bestemme graden av jordkomprimering og muligens funksjonene i historien om dens dannelse i en gitt region. Å vurdere og ta hensyn til denne indikatoren ved testing av jord er av største betydning for å bestemme egenskapene til deres fysiske og mekaniske egenskaper, så vel som i videre beregninger av setningen av fundamentene til strukturer, noe som er dårlig reflektert i forskriftsdokumenter og er lite brukt. i praksis med ingeniørgeologiske undersøkelser. Arbeidet skisserer kort de vanligste grafiske metodene for å bestemme indikatoren basert på resultatene av kompresjonstester, resultatene oppnådd laboratorieforskning strukturell styrke til spredt jord i Tomsk-regionen. Forholdet mellom den strukturelle styrken til jord og dybden av deres forekomst og graden av deres komprimering er identifisert. Korte anbefalinger om bruk av indikatoren er gitt.

Strukturell styrke av jordsmonn

trykk før komprimering

1. Bellendir E.N., Vekshina T.Yu., Ermolaeva A.N., Zasorina O.A. Metode for å vurdere graden av overkonsolidering av leirjord i naturlig forekomst // Russisk patent nr. 2405083

2. GOST 12248–2010. Jordsmonn. Metoder for laboratoriebestemmelse av styrke- og deformerbarhetsegenskaper.

3. GOST 30416–2012. Jordsmonn. Laboratorietester. Generelle bestemmelser.

4. Kudryashova E.B. Mønstre for dannelse av overkonsolidert leirholdig jord: dis. Ph.D. geologiske og mineralogiske vitenskaper: 25.00.08. – M., 2002. – 149 s.

5. MGSN 2.07–01 Fundamenter, fundamenter og underjordiske strukturer. – M.: Moskvas regjering, 2003. – 41 s.

6. SP 47.13330.2012 (oppdatert utgave av SNiP 11-02-96). Tekniske undersøkelser for bygg. Grunnleggende bestemmelser. – M.: Gosstroy of Russia, 2012.

7. Tsytovich N.A. // Materialer fra All-Union-møtet om konstruksjon på svak vannmettet jord. – Tallinn, 1965. – S. 5-17.

8. Akai, K. ie structurellen Eigenshaften von Schluff. Mitteilungen Heft 22 // Die Technishe Hochchule, Aachen. – 1960.

9. Becker, D.B., Crooks, J.H.A., Been, K., og Jefferies, M.G. Arbeid som kriterium for å bestemme in situ og flytespenninger i leire // Canadian Geotechnical Journal. – 1987. – Vol. 24., nr. 4. – s. 549-564.

10. Boone J. En kritisk revurdering av ''preconsolidation press'' tolkninger ved bruk av ødometertesten // Can. Geoteknikk. J. – 2010. – Vol. 47. –s. 281–296.

11. Boone S.J. & Lutenegger A.J. Karbonater og sementering av glacialt avledede kohesive jordarter i delstaten New York og sørlige Ontario // Can. Geotech. – 1997. – Vol 34. – s. 534–550.

12. Burland, J.B. Trettiende Rankine-foredrag: Om kompressibiliteten og skjærstyrken til naturlige leire // Geoteknikk. – 1990. – Vol 40, nr. 3. – s. 327–378.

13. Burmister, D.M. Anvendelsen av kontrollerte testmetoder i konsolideringstesting. Symfosium om konsolideringstesting av jord // ASTM. STP 126. – 1951. – s. 83–98.

14. Butterfield, R. En naturlig kompresjonslov for jordsmonn (et fremskritt på e–log p’) // Geoteknikk. – 1979. – Vol 24, nr. 4. – s. 469–479.

15. Casagrande, A. Bestemmelsen av prekonsolideringsbelastningen og dens praktiske betydning. // I Proceedings of the First International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Harvard Printing Office, Cambridge, Mass. – 1936. – Vol. 3. – s. 60–64.

16. Chen, B.S.Y., Mayne, P.W. Statistiske sammenhenger mellom piezokonmålinger og spenningshistorie for leire // Canadian Geotechnical Journal. – 1996. – Vol. 33 – s. 488-498.

17. Chetia M, Bora P K. Estimering av overkonsolidert forhold mellom mettet usementert leire fra enkle parametere // Indian Geotechnical Journal. – 1998. – Vol. 28, nr. 2. – s. 177-194.

18. Christensen S., Janbu N. Ødometerprøver – et primærkrav i praktisk jordmekanikk. // Proceedings Nordisk Geoteknikermode NGM-92. – 1992. – Vol. 2, nr. 9. – s. 449-454.

19. Conte, O., Rust, S., Ge, L., og Stephenson, R. Evaluering av metoder for pre-konsolidering av stressbestemmelse // Instrumentering, testing og modellering av jord- og steinadferd. – 2011. – s. 147–154.

20. Dias J. et al. Trafikkeffekter på jordprekonsolideringstrykket på grunn av eukalyptushøstoperasjoner // Sci. agric. – 2005. – Vol. 62, nr. 3. – s. 248-255.

21. Dias Junior, M.S.; Pierce, F.J. En enkel prosedyre for å estimere prekonsolideringstrykk fra jordkompresjonskurver. // Jordteknologi. – Amsterdam, 1995. – Vol.8, nr. 2. – s. 139–151.

22. Einav, I; Carter, JP. Om konveksitet, normalitet, pre-konsolideringstrykk og singulariteter i modellering av granulære materialer // Granular Matter. – 2007. – Vol. 9, nr. 1-2. – s. 87-96.

23. Gregory, A.S. et al. Beregning av kompresjonsindeksen og prekompresjonsspenningen fra jordkompresjonstestdata // Soil and Tillage Research, Amsterdam. – 2006. – Vol. 89, nr. 1. – s. 45–57.

24. Grozic J. L. H., Lunne T. & Pande S. En odeometerteststudie på prekonsolideringsspenningen til glaciomarin leire. // Canadian Geotechnical Journal. – 200. – Vol. 40. – s. 857–87.

25. Iori, Piero et al. Sammenligning av felt- og laboratoriemodeller av bæreevnen i kaffeplantasjer // Ciênc. agrotec. – 2013. Vol. 2, nr. 2. – s. 130-137.

26. Jacobsen, H.M. Bestemmelse af forbelastningstryk i laboratoriet // In Proceedings of Nordiske Geotechnikermonde NGM–92, May 1992. Aalborg, Denmark. Dansk Geoteknisk Forenings Bulletin. – 1992. Vol. 2, nr. 9. – s. 455–460.

27. Janbu, N. Resistenskonseptet anvendt på deformasjon av jord // In Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, 25.–29. august 1969. A.A. Balkema, Rotterdam, Nederland. – 1969. – Vol. 1. – s. 191–196.

28. Jolanda L. Stress-strain Karakterisering av Seebodenlehm // 250 Seiten, broschier. – 2005. – 234 s.

29. Jose Babu T.; Sridharan Asur; Abraham Benny Mathews: Logg-loggmetode for bestemmelse av prekonsolideringstrykk // ASTM Geotechnical Testing Journal. – 1989. – Vol.12, nr. 3. – s. 230–237.

30. Kaufmann K. L., Nielsen B. N., Augustesen A. H. Strength and Deformation Properties of Tertiary Clay at Moesgaard Museum // Aalborg University Department of Civil Engineering Sohngaardsholmsvej 57 DK-9000 Aalborg, Denmark. – 2010. – s. 1–13.

31. Kontopoulos, Nikolaos S. Effektene av prøveforstyrrelse på prekonsolideringstrykk for normalt konsoliderte og overkonsoliderte leire Massachusetts Institute of Technology. // Gjeld. for bygg- og miljøteknikk. – 2012. – 285 s.

32. Ladd, C. C. Settlement Analysis of Cohesive Soils // Soil Publication 272, MIT, Department of Civil Engineering, Cambridge, Mass. – 1971. – 92s.

33. Mayne, P. W., Coop, M. R., Springman, S., Huang, A-B. og Zornberg, J. // GeoMaterial Behavior and Testing // Proc. 17th Intl. Konf. Jordmekanikk og geoteknikk. – 2009. – Vol. 4. –s. 2777-2872.

34. Mesri, G. og A. Castro. Cα/Cc-konsept og Ko under sekundær kompresjon // ASCE J. Geotechnical Engineering. – 1987. Vol. 113, nr. 3. – s. 230-247.

35. Nagaraj T. S., Shrinivasa Murthy B. R., Vatsala A. Prediksjon av jordatferd – delvis mettet usementert jord // Canadian Geotechnical Journal. – 1991. – Vol. 21, nr. 1. – s. 137-163.

36. Oikawa, H. Kompresjonskurve for myke jordarter // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1987. – Vol. 27, nr. 3. – s. 99-104.

37. Onitsuka, K., Hong, Z., Hara, Y., Shigeki, Y. Tolkning av ødometertestdata for naturlig leire // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1995. – Vol. 35, nr. 3.

38. Pacheco Silva, F. En ny grafisk konstruksjon for bestemmelse av prekonsolideringsspenningen til en jordprøve // ​​I Proceedings of the 4th Brazilian Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rio de Janeiro, August 1970. – Vol. 2, nr. 1. – s. 225–232.

39. Paul W. Mayne, Barry R. Christopher og Jason De Jong. Håndbok om undergrunnsundersøkelser // National Highway Institute, Federal Highway Administration Washington, DC. – 2001. – 305 s.

40. Sallfors, G. Prekonsolideringstrykk av myke, høyplastiske leire. – Göteborg. Geoteknisk avdeling ved Chalmers tekniske høyskole. – 231 s.

41. Schmertmann, J. H., Undisturbed Consolidation Behavior of Clay, Transaction, ASCE. – 1953. – Vol. 120. – s. 1201.

42. Schmertmann, J., H. Retningslinjer for kjeglepenetrasjonstester, ytelse og design. // US Federal Highway Administration, Washington, DC, rapport, FHWATS-78-209. – 1978. – s. 145.

43. Semet C., Ozcan T. Bestemmelse av prekonsolideringstrykk med kunstig nevrale nettverk // Civil Engineering and Environmental Systems. – 2005. – Vol. 22, nr. 4. – s. 217–231.

44. Senol A., Saglamer A. Bestemmelse av Preconsolidation Pressure with a New Strain Energy-Log Stress Method // Electronic Journal of Geotechnical Engineering. – 2000. – Vol. 5.

45. Senol, A. Zeminlerde On. Fastsettelse av Prekonsolideringspress: PhD-avhandling, Institutt for naturvitenskap og teknologi. - Istanbul, Tyrkia. – 1997. – s. 123.

46. ​​Solanki C.H., Desai M.D. Preconsolidation Pressure from Soil Index and Plasticity Properties // Den 12. internasjonale konferansen til International Association for Computer Methods and Advances in Geomechanics. – Goa, India. – 2008.

47. Sully, J.P., Campenella, R.G. og Robertson, P.K. Tolkning av penetrasjonsporetrykk for å evaluere spenningshistorien til leire // Proceedings of the first International symposium on Penetration testing. – Orlando. – 1988. –Vol.2 – s. 993-999.

48. Tavenas F., Des Rosier J.P., Leroueil S. et al. Bruk av tøyningsenergi som et kriterium for avling og kryp for lett overkonsoliderte leire // Géotechnique. – 1979. – Vol. 29. – s. 285-303.

49. Thøgersen, L. Effekter av eksperimentelle teknikker og osmotisk trykk på den målte oppførselen til tertiær ekspansiv leire: Ph. D.-oppgave, Jordmekanikklaboratoriet, Aalborg Universitet. – 2001. – Vol. 1.

50. Wang, L. B., Frost, J. D. Dissipated Strain Energy Method for Determining Preconsolidation Pressure // Canadian Geotechnical Journal. – 2004. – Vol. 41, nr. 4. – s. 760-768.

Strukturell styrke p str kalles styrke, på grunn av tilstedeværelsen av strukturelle forbindelser og preget av stress som en jordprøve, når den er belastet med en vertikal belastning, praktisk talt ikke deformeres. Siden komprimering begynner når spenninger i jorda overskrider dens strukturelle styrke og ved testing av jord, innebærer undervurdering av denne indikatoren feil ved å bestemme verdiene til andre egenskaper ved mekaniske egenskaper. Viktigheten av å definere indikatoren p str har blitt feiret i lang tid, som N.A. skriver. Tsytovich - "...i tillegg til de vanlige indikatorene på deformasjonsstyrkeegenskapene til svak leirjord, for å vurdere oppførselen til disse jordsmonnene under belastning og etablere en korrekt prediksjon av mengden bosetting av strukturer reist på dem, det er nødvendig å bestemme den strukturelle styrken under undersøkelser p str" Fenomenet når man forsker på graden av jordpakking er viktig for å forutsi setningen av strukturen som prosjekteres, siden setningen på overkomprimert jord kan være fire eller flere ganger mindre enn på normalt komprimert jord. For verdier av overkonsolideringskoeffisient OCR > 6, koeffisienten for sideveis jordtrykk i hvile K o kan overstige 2, noe som må tas i betraktning ved beregning av underjordiske konstruksjoner.

Som nevnt i arbeidet: "Til å begynne med råder betingelser for normal komprimering under prosessen med sedimentering og dannelsen og påfølgende komprimering av marine, lakustrine, alluviale, deltaiske, eoliske og fluviale avsetninger av sand, silt og leire. Imidlertid har de fleste jordsmonn på jorden blitt litt/moderat/alvorlig overkonsolidert som følge av eksponering for ulike fysiske, miljømessige, klimatiske og termiske prosesser over mange tusen til millioner av år. Disse mekanismene for rekonsolidering og/eller synlig forspenning inkluderer: overflateerosjon, forvitring, havnivåstigning, havnivåstigning grunnvann, isbreing, fryse-tine-sykluser, gjentatt fukting/fordampning, uttørking, massetap, seismiske belastninger, tidevannssykluser og geokjemiske påvirkninger.» Temaet for å bestemme tilstanden til jordkomprimering er fortsatt veldig relevant og finnes i publikasjoner fra nesten alle kontinenter. Faktorer og indikatorer som bestemmer den overkonsoliderte eller underkonsoliderte tilstanden til leirholdig jord, årsakene til og påvirkningen på de fysiske og mekaniske egenskapene til en slik sterk sementering er diskutert i arbeidene. Resultatene av å bestemme indikatoren har også et bredt spekter av applikasjoner i praksis, alt fra å beregne oppgjøret av fundamentene til strukturer; bevare den naturlige strukturen til prøver beregnet på laboratorietesting; til svært spesifikke emner om prediksjon av jordkomprimering i eukalyptus- og kaffeplantasjer ved å sammenligne deres strukturelle styrke med belastningen fra maskiner.

Kunnskap om indikatorverdier p str og deres variasjon med dybden er preget av egenskapene til sammensetningen, forbindelsene og strukturen til jordsmonn, forholdene for deres dannelse, inkludert lastingshistorien. I denne forbindelse er forskning av spesiell vitenskapelig og praktisk interesse p str V forskjellige regioner, er disse studiene spesielt viktige i Vest-Sibir med et tykt dekke av sedimentære avsetninger. I Tomsk-regionen ble det utført detaljerte studier av sammensetningen og egenskapene til jordsmonn, som et resultat av at både Tomsks territorium og områdene rundt ble studert i noen detalj fra et ingeniørgeologisk synspunkt. Samtidig skal det bemerkes at jordsmonnet ble undersøkt spesifikt for bygging av visse objekter i henhold til gjeldende reguleringsdokumenter, som ikke inneholder anbefalinger for videre bruk p str og, følgelig, ikke inkludere det i listen over nødvendige bestemmelige jordegenskaper. Derfor er formålet med dette arbeidet å bestemme den strukturelle styrken til spredt jord og dens endringer langs seksjonen i de mest aktivt utviklede og utviklede områdene i Tomsk-regionen.

Målene for studien omfattet en gjennomgang og systematisering av metoder for innhenting p str, laboratoriebestemmelser jordsammensetning og egenskaper ved grunnleggende fysiske og mekaniske egenskaper, studie av variabilitet p str med dybde, sammenligning av strukturell styrke med husholdningstrykk.

Arbeidet ble utført under ingeniørgeologiske undersøkelser for en rekke store objekter lokalisert i de sentrale og nordvestlige regionene i Tomsk-regionen, hvor den øvre delen av seksjonen er representert av forskjellige stratigrafisk-genetiske komplekser av bergarter i det kvartære systemet, Paleogen og kritt. Betingelsene for deres forekomst, distribusjon, sammensetning, tilstand avhenger av alder og opprinnelse og skaper et ganske heterogent bilde; når det gjelder sammensetning, ble bare spredt jord studert, der leiraktige varianter av halvfast, hard og svært plastisk konsistens dominerer. For å løse de tildelte problemene ble brønner og groper testet på 40 punkter, mer enn 200 prøver av spredt jord ble tatt fra en dybde på opptil 230 m. Jordprøver ble utført i henhold til metodene gitt i gjeldende forskriftsdokumenter. Følgende ble bestemt: granulometrisk sammensetning, tetthet (ρ) , tetthet av faste partikler ( ρs) , tetthet av tørr jord ( ρ d) , luftfuktighet ( w), fuktighetsinnhold i leirjord, ved grensen til rulling og flyt ( w L Og w s), indikatorer på deformasjons- og styrkeegenskaper; Tilstandsparametere som porøsitetskoeffisient ble beregnet (e), porøsitet, total fuktighetskapasitet, for leirholdig jord - plastisitetstall og fluiditetsindeks, jOCR(som forholdet mellom trykk før komprimering ( σ p ") til husholdningstrykket ved prøvetakingspunktet) og andre egenskaper.

Når du velger grafiske metoder for å bestemme en indikator p str, unntatt metodeCasagrande metoder brukt i utlandet for å bestemme pre-komprimeringstrykk ble gjennomgått σ p ". Det skal bemerkes at i terminologien til en geologisk ingeniør, "pre-komprimeringstrykk" ( Forkonsolidering Understreke) , begynner å fortrenge det vanlige konseptet "strukturell styrke av jord", selv om metodene for å bestemme dem er de samme. Per definisjon er den strukturelle styrken til jord den vertikale spenningen i en jordprøve som tilsvarer begynnelsen av overgangen fra elastiske trykkdeformasjoner til plastiske, som tilsvarer begrepet Utbytte Understreke. I denne forstand bør karakteristikken bestemt i kompresjonstester ikke tas som det maksimale trykket i prøvens "historiske minne". Burland mener at begrepet utbytte understreke er mer nøyaktig, og begrepet forhåndskonsolidering understreke bør brukes for situasjoner der størrelsen på slikt trykk kan bestemmes ved geologiske metoder. Likeså begrepet Over Konsolidering forhold (OCR) skal brukes til å beskrive den kjente stresshistorien, ellers begrepet Utbytte Understreke forhold (YSR) . I mange tilfeller Utbytte Understreke tas som den effektive pre-konsolideringsspenningen, selv om sistnevnte teknisk sett er forbundet med mekanisk stressavlastning, mens førstnevnte inkluderer tilleggseffekter på grunn av diagenese, kohesjon på grunn av organisk materiale, forholdet mellom jordkomponenter og dens struktur, dvs. er den strukturelle styrken til jorda.

Derfor bør det første trinnet mot å identifisere egenskapene til jorddannelse være den kvantitative bestemmelsen av profilen Utbytte Understreke, som er en nøkkelparameter for å skille normalt komprimert jord (med en overveiende plastisk reaksjon) fra overkonsolidert jord (assosiert med en pseudo-elastisk reaksjon). Og strukturell styrke p str og trykk før komprimering σ p " bestemmes på samme måte, som nevnt, hovedsakelig av laboratoriemetoder basert på resultatene av kompresjonstester (GOST 12248, ASTM D 2435 og ASTM D 4186). Det er mange interessante arbeider som studerer tilstanden til jorda, pre-komprimeringstrykk σ p " og metoder for bestemmelse i feltforhold. Grafisk behandling av kompresjonstestresultater er også veldig mangfoldig; nedenfor er det Kort beskrivelse de mest brukte metodene for å bestemme i utlandet σ p ", som skal brukes til å skaffe p str.

MetodeCasagrande(1936) - de fleste gammel metodeå beregne strukturell styrke og pre-komprimeringstrykk. Den er basert på antakelsen om at jorda opplever en endring i styrke, og går fra en elastisk respons på en belastning til en plastisk, på et punkt nær pre-konsolideringstrykket. Denne metoden gir gode resultater hvis det er et nøyaktig definert vendepunkt på kompresjonskurvegrafen av formen e - log σ"(Fig. 1 a), gjennom hvilken en tangent og en horisontal linje trekkes fra porøsitetskoeffisienten, deretter en halveringslinje mellom dem. Den rette delen av enden av kompresjonskurven ekstrapoleres til skjæringspunktet med halveringslinjen og et punkt oppnås , betydning når den projiseres på aksen logσ", tilsvarer overkonsolideringstrykket σ p "(eller strukturell styrke). Metoden er fortsatt den mest brukte sammenlignet med andre.

Burmister-metoden(1951) - representerer en avhengighet av formen ε - Logg σ", Hvor ε - relativ deformasjon. Betydning σ p " bestemt av skjæringspunktet mellom perpendikulæren som går fra aksen Logg σ" gjennom punktet til hysteresesløyfen når prøven lades på nytt, med en tangent til den siste delen av kompresjonskurven (fig. 1 b).

Schemertmann metode(1953) brukes også her en kompresjonskurve av formen e - logg σ"(Fig. 1c). Kompresjonstester utføres inntil en distinkt rett seksjon er oppnådd på kurven, deretter losses til husholdningstrykk og lastes på nytt. På grafen tegner du en linje parallelt med midtlinjen til dekompresjons-rekompresjonskurven gjennom hjemmetrykkpunktet. Betydning σ p " bestemmes ved å tegne en vinkelrett fra aksen logσ" gjennom lossepunktet, til det skjærer en parallell rett linje. Fra punkt σ p " tegne en linje til den skjærer et punkt på en rett del av kompresjonskurven som har en porøsitetskoeffisient e= 0,42 Den resulterende sanne kompresjonskurven brukes til å beregne kompresjonsforholdet eller komprimeringsforholdet. Denne metoden er anvendelig for jord med myk konsistens.

MetodeAkai(1960) representerer avhengigheten av krypskoeffisienten εs fra σ" (Fig. 1d), brukes følgelig for jord som er utsatt for krypning. Konsolideringskurven representerer avhengigheten av den relative belastningen på logaritmen av tid og er delt inn i delen av filtreringskonsolidering og krypkonsolidering. Akai bemerket at krypskoeffisienten øker proporsjonalt σ" til verdien σ p ", og etter σ p " proporsjonalt Loggσ".

Janbu Metode(1969) er basert på antakelsen om at pre-konsolideringstrykket kan bestemmes fra en graf av skjemaet ε - σ" . I Janbu-metoden for leire med høy følsomhet og lav OCR Pre-konsolideringstrykk kan bestemmes ved å plotte et last-tøyningsplott ved hjelp av en lineær skala. Andre vei Janbu er en graf over sekantsmodulen for deformasjon E eller E 50 fra effektive påkjenninger σ" (Fig. 1 d). Og ett alternativ til Christensen-Janbu metode(1969) representerer en avhengighet av formen r - σ", hentet fra konsolideringskurver , Hvor t- tid , r= dR/dt, R= dt/dε.

Sellforce-metoden(1975) er en avhengighet av formen ε - σ" (Fig. 1 e), brukes hovedsakelig for CRS-metoden. Spennings-tøyningsaksen velges med et fast forhold på en lineær skala, typisk et forhold på 10/1 for forholdet mellom spenning (kPa) og tøyning (%). Denne konklusjonen ble nådd etter en rekke felttester hvor poretrykk og sediment ble målt. Dette betyr at Sallfors-metoden for å estimere overkonsolideringstrykk gir verdier som er mer realistiske enn estimater fra felttester.

Pacheco Silva-metoden(1970) ser ut til å være veldig enkel med tanke på å konstruere en graf, også av formen e - Logg σ"(Fig. 1g) , gir nøyaktige resultater ved testing av myk jord. Denne metoden krever ikke subjektiv tolkning av resultatene og er også uavhengig av skala. Mye brukt i Brasil.

MetodeButterfield(1979) er basert på en analyse av grafen for prøvevolumets avhengighet av den effektive spenningen til formen log(1+e) - log σ" eller ln (1+e) - ln σ"(Fig. 1 h). Metoden inkluderer flere forskjellige versjoner, hvor forkomprimeringstrykket er definert som skjæringspunktet mellom to linjer.

Tavenas metode(1979) antar et lineært forhold mellom tøyningsenergi og effektiv spenning for rekompresjonsdelen av testen i en graf av formen σ"ε - σ" (Fig. 1n, øverst i grafen). Den brukes direkte fra kompresjonskurven uten å ta hensyn til omlastingsdelen av testen. For mer konsoliderte prøver består spennings-/tøyningskurven av to deler: den første delen av kurven øker kraftigere enn den andre. Punktet der de to linjene skjærer hverandre er definert som pre-konsolideringstrykket.

Oikawa-metoden(1987) representerer skjæringspunktene mellom rette linjer på en avhengighetsgraf log(1+e) fra σ" -

Jose metode(1989) representerer en avhengighet av formen log e - log σ" En veldig enkel metode for omtrentlig estimering av pre-komprimeringstrykk, metoden bruker skjæringspunktet mellom to rette linjer. Det er en direkte metode, og det er ingen feil ved å bestemme plasseringen av punktet med maksimal krumning. MetodeSridharanetal. (1989) presenterer også et plott av avhengigheten log(1+e) - log σ" for å bestemme strukturell styrke av tett jord, slik at tangenten skjærer den horisontale linjen som tilsvarer den opprinnelige porøsitetskoeffisienten, noe som gir gode resultater.

MetodeBurland(1990) er et plot av forholdet porøsitetsindeksIv fra stress σ" (fig. 1 i). Porøsitetsindeksen bestemmes av formelen Iv= (e-е* 100)/(е* 100 -е* 1000), eller dl I svakere jordsmonn: Iv= (e-е* 10)/(е* 10 -е* 100), Hvor e* 10, e* 100 og e* 1000 porøsitetskoeffisienter ved belastninger på 10, 100 og 1000 kPa (fig. b) .

MetodeJacobsen(1992) antas den strukturelle styrken å være 2,5 σ til, Hvor σ til c er punktet for maksimal krumning på Casagrande-grafen, henholdsvis, også en avhengighet av formen e-logg σ" (Fig. 1 l).

Onitsuka-metoden(1995) representerer skjæringspunktene mellom rette linjer på en avhengighetsgraf ln(1+e) fra σ" - effektive spenninger påført skalaen på en logaritmisk skala (desimallogaritmer).

Van Zelst-metoden(1997), på en avhengighetsgraf av skjemaet ε - logσ", helningen til linjen (ab) er parallell med skråningen til losselinjen ( CD). Abscissepunkt ( b) er den strukturelle styrken til jorda (fig. 1 m).

MetodeBecker(1987), i likhet med Tavenas-metoden, bestemmer tøyningsenergien ved hver kompresjonstestbelastning ved å bruke forholdet W- σ", hvor. Deformasjonsenergien (eller på den annen side kraftarbeidet) er numerisk lik halvparten av produktet av kraftfaktorens størrelse og verdien av forskyvningen som tilsvarer denne kraften. Spenningsverdien som tilsvarer det totale arbeidet bestemmes ved slutten av hver spenningstilvekst. Avhengigheten av grafen har to rette seksjoner; overkonsolideringstrykket vil være skjæringspunktet mellom disse rette linjene.

MetodeStrain Energy-Logg Stress(1997),Senol og Saglamer(2000 g (fig. 1n)), modifiserte Becker- og/eller Tavenas-metoder, representerer en avhengighet av formen σ" ε - logσ", 1 og 3 seksjoner er rette linjer, hvor skjæringspunktet, når det utvides, vil være den strukturelle styrken til jorda.

MetodeNagaraj og Shrinivasa Murthy(1991, 1994), foreslår forfatterne et generalisert forhold mellom formen logg σ"ε - logg σ"- å forutsi verdien av pre-konsolideringstrykk for overkonsolidert mettet ukonsolidert jord. Metoden er basert på Tavenas-metoden og sammenlignet med Senol metode et al. (2000) gir denne metoden en høyere korrelasjonskoeffisient i spesielle tilfeller.

Chetia og Bora-metoden(1998) undersøker først og fremst historien til jordbelastninger, deres egenskaper og estimater når det gjelder overkonsolideringsforhold (OCR), hovedformålet med studien er å etablere en empirisk sammenheng mellom OCR og forholdet e/e L .

MetodeThøgersen(2001) representerer konsolideringskoeffisientens avhengighet av effektive spenninger (fig. 1o).

MetodeWangogFrost, ForsvunnetPressEnergiMetode DSEM (2004) viser også til energimetoder for beregning av deformasjon. Sammenlignet med Strain Energy metoden, bruker DSEM den dissiperte tøyningsenergien og lossing-omlastningshellingen til kompresjonssyklusen for å minimere påvirkningen av den skadede strukturen til prøven og eliminere effekten av elastisk deformasjon. Den spredte belastningsenergien, fra et mikromekanisk synspunkt, er direkte relatert til irreversibiliteten til konsolideringsprosessen. Bruk av skråningen til kompresjonskurven i losse- og omlastingsseksjonen simulerer elastisk omlasting under rekompresjonsstadiet og kan minimere virkningen av prøvefeil. Metoden er mindre operatøravhengig enn de fleste eksisterende.

Metode EinavogCarter(2007) er også en graf av skjemaet e-logσ", EN σ p " uttrykt ved en mer kompleks eksponentiell avhengighet .

Tilfellet av jord overgang til stadiet av konsolidering krype etter å overvinne σ p " beskrevet i verkene, hvis slutten av neste belastningstrinn faller sammen med slutten av den primære konsolideringen og porøsitetskoeffisienten på avhengighetsgrafen e - logg σ" faller kraftig vertikalt, går kurven inn i stadiet av sekundær konsolidering. Under lossing går kurven tilbake til endepunktet for primær konsolidering, og skaper effekten av overkonsolideringstrykk. Det finnes en rekke verk som tilbyr beregningsmetoder for å bestemme indikatoren σ p ".

a)b) V)

G) d) e)

g)h) Og)

Til) l) m)

n) O)

Metoder:

EN)Casagrande, b)Burmister, c) Schemertmann,G)Akai, d)Janbu, f) Selfors, g) Pacheco Silva, h)Butterfield, i)Burland, Til)Jacobsen, l)Van Zelst, m)Becker, n)Senol og Saglamer, O)Thø Gersen

Ris. 1. Opplegg for grafisk behandling av kompresjonstestresultater brukt til å bestemme den strukturelle styrken til jord ved hjelp av ulike metoder

Generelt kan grafiske metoder for å bestemme overkonsolideringstrykk basert på resultatene av kompresjonstester deles inn i fire hovedgrupper. Første gruppe løsninger inkluderer avhengigheten av porøsitetskoeffisienten ( e)/tetthet (ρ)/relativ deformasjon ( ε )/volumendringer ( 1+e) fra effektive påkjenninger (σ" ). Grafene korrigeres ved å ta logaritmen til en eller to av de oppførte egenskapene, noe som fører til utretting av deler av kompresjonskurven, og ønsket resultat ( σ p ") oppnås ved å skjære de ekstrapolerte utrettede seksjonene. Gruppen inkluderer metoder av Casagrande, Burmister, Schemertmann, Janbu, Butterfield, Oikawa, Jose, Sridharan et al., Onitsuka, etc. Andre gruppe kobler konsolideringsindikatorer med effektive spenninger, dette er metodene: Akai, Christensen-Janbu og Thøgersen. De enkleste og mest nøyaktige vurderes metodene til den tredje gruppen- energimetoder for beregning av deformasjoner: Tavenas, Becker, Strain Energy-Log Stress, Nagaraj & Shrinivasa Murthy, Senol og Saglamer, Frost og Wang, etc. Energimetoder for å beregne deformasjoner er også avhengige av det unike forholdet mellom porøsitetskoeffisienten på stadiet av fullføring av primær konsolidering og effektiv stress, estimerer Becker og andre en lineær sammenheng mellom den totale belastningsenergien W og effektivt stress uten å ta hensyn til lossing og omlasting. I virkeligheten vises alle energimetoder i verdensrommet W- σ" , akkurat som Butterfield-metoden er gjengitt i felten Logg(1+e)-Logg σ". Hvis Casagrande-metoden fokuserer overkonsolideringstrykket hovedsakelig på den mest buede delen av grafen, så tilpasses energimetodene til midten av helningen til kompresjonskurven t.o.m. σ p ". En del av anerkjennelsen av overlegenheten til disse metodene skyldes deres relative nyhet og omtale i utviklingen og forbedringen av en ny metode for denne aktivt utviklende gruppen. Fjerde gruppe kombinerer metoder med en rekke ikke-standardiserte tilnærminger til grafisk behandling av kurver, disse inkluderer metodene til Jacobsen, Selfors, Pacheco Silva, Einav og Carter, etc. Basert på analysen gitt i kildene 10, 19, 22-24, 30 , 31, 43-46] Merk at de vanligste grafiske metodene er Casagrande, Butterfield, Becker, Strain Energy-Log Stress, Sellfors og Pacheco Silva; i Russland brukes hovedsakelig Casagrande-metoden.

Det bør bemerkes at om å bestemme YSR ( eller OCR) én verdi er nok p str eller σ p " , deretter når du velger rette deler av kompresjonskurven før og etter p str når du oppnår deformasjonsegenskaper, er det ønskelig å oppnå to nøkkelpunkter: minimum p str/min og maksimum p str / møks strukturell styrke (fig. 1 a). Her er det mulig å bruke separasjonspunktene til tangentene til de innledende og siste seksjonene, eller bruke metodene Casagrande, Sellfors og Pacheco Silva. Som metodiske instruksjoner når du studerer kompresjonsparametere, anbefales det også å bestemme de tilsvarende minimums- og maksimale strukturelle styrkeindikatorene fysiske egenskaper jord: primært porøsitetskoeffisienter og fuktighet.

I dette arbeidet er indikatoren p strvar oppnådd i henhold til standardmetodikken angitt i GOST 12248 på ASIS NPO Geotek-komplekset. For å bestemme p str det første og påfølgende trykktrinn ble tatt lik 0,0025 MPa frem til begynnelsen av kompresjonen av jordprøven, som antas å være den relative vertikale deformasjonen av jordprøven e >0,005. Strukturell styrke bestemt av den første delen av kompresjonskurven eJeg = f(lg σ" ), Hvor eJeg - porøsitetskoeffisient under belastning σ i. Det åpenbare knekkepunktet for kurven etter den innledende rette seksjonen tilsvarer den strukturelle trykkstyrken til jorda. Grafisk bearbeiding av resultatene ble også utført ved bruk av de klassiske metodene til Casagrande og Becker . Resultater av å bestemme indikatorer i henhold til GOST 12248 og Casagrande og Becker-metodene korrelerer godt med hverandre (korrelasjonskoeffisienter r= 0,97). Utvilsomt, hvis du kjenner verdiene på forhånd, kan du oppnå de mest nøyaktige resultatene ved å bruke begge metodene. Faktisk metoden Becker virket litt vanskeligere når han valgte tangenten i begynnelsen av grafen (fig. 1m).

I henhold til laboratoriedata varierer verdiene p str fra 0 til 188 kPa for leirjord, for leire opp til 170, for sandholdig leir opp til 177. Maksimalverdiene ble naturligvis observert i prøver tatt fra store dyp. Avhengigheten av endringen i indikatoren med dybde ble også avslørt h(r = 0,79):

p str = 19,6 + 0,62· h.

Variabilitetsanalyse OMEDR(Fig. 2) viste at jord under 20 m normalt komprimeres, d.v.s. strukturell styrke overstiger ikke eller litt over husholdningstrykket ( OCR ≤1 ). På venstre bredd av elven. Ob i intervaller på 150-250 m, halvsteinete og steinete jordarter fast sementert med sideritt, goetitt, kloritt, leptokloritt og sement, samt dispergerte jordarter med høy strukturell styrke på mer enn 0,3 MPa, underlagt og mellomlag med mindre holdbare heterogener vann, som generelt bekrefter den betydelige innflytelsen av sementering på den strukturelle styrken til jord, noe som bekreftes av systematisering av lignende faktamaterialer i arbeidet. Tilstedeværelsen av sterkere jordsmonn forårsaket en stor spredning av verdier i dette intervallet, så deres indikatorer ble ikke inkludert i avhengighetsgrafen OMEDR fra dybden, som ikke typisk for hele regionen. For den øvre delen av seksjonen er det nødvendig å merke seg det faktum at spredningen av indikatorverdier er mye bredere - opp til svært komprimert (fig. 2), siden jordsmonn i luftingssonen ofte finnes i en semi- solid og solid trefasetilstand, og med en økning i fuktigheten deres ( r=-0,47), total fuktighetskapasitet ( r= -0,43) og grad av vannmetning ( r= -0,32) strukturell styrke avtar. Det er også, nevnt ovenfor, muligheten for overgang til konsolidering av kryp (og ikke bare i den øvre delen av seksjonen). Her bør det bemerkes at jord med strukturell styrke er svært mangfoldig: noen kan være i en ikke-vannmettet tofasetilstand, andre kan ha en svært høy følsomhetskoeffisient for mekanisk påkjenning og en tendens til å krype, andre kan har betydelig vedheft på grunn av sement, og andre kan ganske enkelt være ganske sterke. , fullstendig vannmettet leirjord lokalisert på grunt dyp.

Resultatene av studiene gjorde det for første gang mulig å evaluere en av de viktigste indikatorene på den opprinnelige tilstanden til jord i Tomsk-regionen - dens strukturelle styrke, som over luftingssonen varierer innenfor svært vide grenser, så det må være bestemmes på hvert arbeidssted før det utføres tester for å bestemme indikatorer på de fysiske og mekaniske egenskapene til jorda. Analyse av innhentede data viste at endringer i indikatoren OCR på en dybde under 20-30 meter er mindre betydningsfulle, jordsmonn er normalt komprimert, men deres strukturelle styrke bør også tas i betraktning når man bestemmer de mekaniske egenskapene til jord. Forskningsresultatene anbefales brukt i kompresjons- og skjærtester, samt for å bestemme den forstyrrede tilstanden til prøver med naturlig struktur.

Anmeldere:

Savichev O.G., doktor i geologi, professor ved Institutt for hydrogeologi, ingeniørgeologi og hydrogeoøkologi, Institutt for naturressurser, Tomsk Polytechnic University, Tomsk.

Popov V.K., doktor i geologi og mineralogi, professor ved Institutt for hydrogeologi, ingeniørgeologi og hydrogeoøkologi, Institutt for naturressurser, Tomsk polytekniske universitet, Tomsk.

Bibliografisk lenke

Poeng: 1/1

Beregning av fundamenter basert på bæreevne, hvis den ikke kan utføres analytisk, kan utføres ved bruk av grafisk-analytiske metoder ved bruk av rund-sylindriske eller ødelagte glideflater, hvis:

Velg ett svar.

Poeng: 1/1

Avhenger kontrollverdiene for jordkomprimeringskoeffisienten av den totale tykkelsen på fyllingen?

Velg ett svar.

Poeng: 0,9/1

Er det nødvendig å utføre beregninger basert på deformasjoner av fundamentene til strukturer fra ytre belastninger og jordas egenvekt ved vurdering av grensetilstandene til den første gruppen?

Velg ett svar.

Poeng: 0,9/1

Hvordan utføres overgangen fra en kote til en annen for tilstøtende platefundamenter plassert i ulike koter?

Velg ett svar.

Poeng: 1/1

Er det nødvendig å utføre beregninger basert på styrken til når man vurderer grensetilstandene til den første gruppen?

Velg ett svar.

Poeng: 1/1

For hvilken kombinasjon av laster skal fundamentet beregnes ut fra bæreevnen?

Velg ett svar.

De fleste leirjord har strukturell styrke, og vannet i porene i disse jorda inneholder oppløst gass. Disse jordene kan betraktes som en tofaset kropp bestående av et skjelett og trykkvann i porene. Hvis det ytre trykket er mindre enn den strukturelle styrken til jorda P side . , da skjer ikke prosessen med jordkomprimering, men det vil bare være små elastiske deformasjoner. Jo større strukturell styrke jorda har, jo mindre påført belastning vil bli overført til porevannet. Dette forenkles også av komprimerbarheten av porevann med gass.

I det første øyeblikket, med tanke på styrken til jordskjelettet og komprimerbarheten til vann, vil en del av det ytre trykket overføres til porevannet P w o – startporetrykk i vannmettet jord under belastning R. I dette tilfellet, koeffisienten for innledende poretrykk

I dette tilfellet er den første spenningen i jordskjelettet:

Pz 0 = P – P w O. (5,58)

Relativ øyeblikkelig deformasjon av jordskjelettet

 0 = m v (P – P w O). (5,59)

Relativ deformasjon av jorda på grunn av komprimerbarheten til vann når porene er helt fylt med vann

 w = m w P w O n , (5.60)

Hvor m w- koeffisient for volumetrisk komprimerbarhet av vann i porene; n– jordporøsitet.

Hvis vi aksepterer det i den innledende perioden ved stress P z volumet av faste partikler forblir uendret, da vil den relative deformasjonen av jordskjelettet være lik den relative deformasjonen av porevannet:

 0 =  w = . (5.61)

Ved å likestille høyresiden av (5.59) og (5.60), får vi

. (5.62)

Erstatter P w o inn i ligning (5.57), finner vi koeffisienten til det opprinnelige poretrykket

. (5.63)

Koeffisienten for volumetrisk komprimerbarhet av vann i porene kan bli funnet ved å bruke den omtrentlige formelen

, (5.64)

Hvor J w– metningskoeffisient for jordvann; P a – atmosfærisk trykk 0,1 MPa.

Diagrammet over vertikale trykk i jordlaget fra belastningen med komprimerbart porevann og jordas strukturelle styrke er vist i fig. 5.14.

Tatt i betraktning det ovennevnte, kan formel (5.49) for å bestemme setningen over tid av et jordlag under en kontinuerlig jevnt fordelt belastning, tatt i betraktning den strukturelle styrken og komprimerbarheten til en gassholdig væske, skrives som følger:

. (5.65)

Fig.5.14. Diagrammer over vertikale trykk i et jordlag under kontinuerlig belastning, tatt i betraktning strukturell styrke

Betydning N bestemt ved formel (5.46). Samtidig er konsolideringskoeffisienten

.

Lignende endringer kan gjøres i formlene (5.52), (5.53) for å bestemme setningen over tid, under hensyntagen til den strukturelle styrken og komprimerbarheten til den gassholdige væsken for tilfelle 1 og 2.

5.5. Effekt av initial trykkgradient

I leirholdig jord er det sterkt og løst bundet vann og delvis fritt vann. Filtrering, og derfor komprimering av jordlaget, begynner først når gradienten er større enn den opprinnelige Jeg 0 .

La oss vurdere den endelige bosettingen av et jordlag med en tykkelse h(Fig. 5.15), som har en initial gradient Jeg 0 og lastet med en jevnt fordelt last. Vannfiltrering er toveis (opp og ned).

I nærvær av en innledende gradient fra en ekstern belastning R på alle punkter langs dybden av laget i porevannet er det et trykk lik P/ w ( w- egenvekt av vann). På overtrykksdiagrammet vil den innledende gradienten være representert av tangensen til vinkelen Jeg:

R
er.5.15. Plan for jordkomprimering i nærvær av en innledende trykkgradient: a – komprimeringssonen når ikke dybden; b – komprimeringssonen strekker seg til hele dybden, men komprimeringen er ufullstendig

tg Jeg = Jeg 0 . (5.66)

Bare i de områdene hvor trykkgradienten vil være større enn den opprinnelige (
), vil vannfiltrering begynne og jordkomprimering vil skje. Figur 5.15 viser to tilfeller. Hvis kl z < 0,5h gradienten er mindre enn den opprinnelige Jeg 0, da vil ikke vann kunne filtrere fra midten av laget, fordi en "død sone" vises. I følge Fig. 5.15 finner vi

, (5.67)

Her z maks< 0,5h. I dette tilfellet er utkastet lik

S 1 = 2m v zP/ 2 eller S 1 = m v zP. (5.68)

Erstatter verdien z maks i (5,68), får vi

. (5.69)

For tilfellet vist i fig. 5.15, b, er oppgjøret bestemt av formelen

. (5.70)

Størrelsen på den strukturelle styrken til jord er en svært viktig egenskap for jord. Dens verdi kan bestemmes fra kompresjonskurven til den uforstyrrede strukturen, testing av jord (til strukturell styrke er oppnådd) med svært små belastningstrinn (omtrent 0,002-0,010 MPa), da vil en skarp endring i kompresjonskurven tilsvare det strukturelle kompresjonsmidlet styrken til jorda. Trykkverdien som tilsvarer skjæringspunktet for kurven med trykkaksen er lik verdien av den strukturelle trykkstyrken.

Tegning a) relativ kompresjon av vannmettet jord avhengig av trykk p, b) relativ kompresjon av leirholdig jord med delvis dekompaktering avhengig av trykk.

Lov om jordkomprimering: endringen i jordporøsitetskoeffisienten er direkte proporsjonal med endringen i trykk.

13. Kompresjonsavhengighet under volumetrisk kompresjon

Endringer i porøsitetsforhold e jord under kompresjon vil generelt ikke bare avhenge av størrelsen på vertikale normalspenninger, men også av horisontale og

La oss bestemme summen av hovedspenningene i tilfelle av kompresjon av jordlaget uten mulighet for sideutvidelse, og identifisere en elementær paralepiped, som under betingelsene for dette problemet bare vil oppleve mer normale (hoved)spenninger

Siden horisontale deformasjoner (lateral ekspansjon av jorda) er umulig, vil de horisontale relative deformasjonene være lik null, dvs. , hvorav det følger at . I tillegg fra likevektstilstanden vi har

Det er kjent at den relative deformasjonen av en elastisk kropp i samsvar med Hookes lov finnes fra uttrykket

Hvor er elastisitetsmodulen til materialet, er koeffisienten for sideutvidelse av jorda (Poissons forhold). Å erstatte , , , inn i dette uttrykket, får vi

Hvor er koeffisienten for lateralt jordtrykk i hvile, dvs. i fravær av horisontale bevegelser

Helheten av faste partikler danner jordskjelettet. Formen på partiklene kan være kantete eller runde. Hovedkarakteristikken til jordstrukturen er gradering, som viser det kvantitative forholdet mellom partikkelfraksjoner av ulik størrelse.

Jordens tekstur avhenger av dannelsesforholdene og geologisk historie og karakteriserer heterogeniteten til jordtykkelsen i formasjonen. Det er følgende hovedtyper av sammensetning av naturlig leirjord: lagdelt, kontinuerlig og kompleks.

Hovedtyper av strukturelle forbindelser i jord:

1) krystallisering forbindelse er iboende i steinete jordarter. Energien til krystallinske bindinger er i samsvar med den intrakrystallinske energien til kjemiske bindinger til individuelle atomer.

2)vannkolloidalt bindinger bestemmes av elektromolekylære interaksjonskrefter mellom mineralpartikler på den ene siden og vannfilmer og kolloide skall på den andre. Størrelsen på disse kreftene avhenger av tykkelsen på filmene og skallene. Vann-kolloidale bindinger er plastiske og reversible; med økende luftfuktighet synker de raskt til verdier nær null.

Slutt på arbeidet -

Dette emnet tilhører seksjonen:

Forelesningsnotater om jordmekanikk

Hvis du trenger tilleggsmateriale om dette emnet, eller du ikke fant det du lette etter, anbefaler vi å bruke søket i vår database over verk:

Hva skal vi gjøre med det mottatte materialet:

Hvis dette materialet var nyttig for deg, kan du lagre det på siden din på sosiale nettverk:

Alle emner i denne delen:

Sammensetning og struktur av jordsmonn
Jord er et trekomponentmedium som består av faste, flytende og gassformige komponenter. Noen ganger er biota – levende materie – isolert i jorda. Faste, flytende og gassformige komponenter

Fysiske egenskaper til jordsmonn
La oss forestille oss et visst volum av tre-komponent jord med en masse

Konseptet med betinget designmotstand
Den viktigste egenskapen til bæreevnen til jord er designmotstanden, som avhenger av de fysiske og mekaniske egenskapene til fundamentet og de geometriske parametrene til fundamentet

Mekaniske egenskaper til jordsmonn
Jordsmonnets mekaniske egenskaper forstås som deres evne til å motstå endringer i volum og form som følge av kraft (overflate og masse) og fysiske (endringer i fuktighet, temperatur og

Jord deformerbarhet
Under påvirkning av belastninger som overføres av strukturen, kan fundamentjord oppleve store deformasjoner. La oss vurdere avhengigheten av frimerkeoppgjøret

Kompresjonstester, innhenting og analyse av kompresjonskurver
Kompresjon er den enaksede kompresjonen av en jordprøve ved en vertikal belastning, forutsatt at det ikke er noen sideutvidelse. Tester utføres i en kompresjonsenhet - kilometerteller (fig. 2.2.).

Deformasjonsegenskaper til jordsmonn
Med en liten endring i trykkspenning (ca. 0,1...0,3 MPa), er reduksjonen i jordporøsitetskoeffisienten proporsjonal med økningen i trykkspenning. Kompressibilitetsfaktor

Jordpermeabilitet
Vannpermeabilitet er egenskapen til vannmettet jord for å tillate en kontinuerlig strøm av vann å passere gjennom porene under påvirkning av trykkforskjeller. La oss vurdere vannfiltreringsskjemaet i elementet

Lov om laminær filtrering
Eksperimentelt fant Darcy-forskere at filtreringshastigheten er direkte proporsjonal med trykkforskjellen (

Mønstre for vannfiltrering i løs og sammenhengende jord
Darcys lov er gyldig for sandjord. I leirholdig jord med relativt små verdier av trykkgradienten kan det hende at filtrering ikke forekommer. Den permanente filtreringsmodusen er satt av

Jordmotstand i et enkeltplanssnitt
Skjæranordningen (Fig. 2.6.) gjør det mulig ved ulike spesifiserte normalspenninger å bestemme de begrensende skjærspenningene som oppstår i øyeblikket for ødeleggelse av jordprøven. Skift (ødeleggelse)

Skjærmotstand under komplekse spenningsforhold. Coulomb-Mohr styrketeori
Coulomb-Mohr-teorien vurderer styrken til jord under komplekse stressforhold. La hovedspenningene påføres overflatene til det elementære volumet av jord (fig. 2.8, a). Med gradvis

Styrke av jord i ukonsolidert tilstand
Ovennevnte tilsvarer å teste jord i en stabilisert tilstand, det vil si når setningen av prøven fra virkningen av trykkspenning har stoppet. Med uferdig conso

Feltmetoder for å bestemme parametrene til jords mekaniske egenskaper
I tilfeller hvor det er vanskelig eller umulig å velge jordprøver med uforstyrret struktur, brukes felttestmetoder for å bestemme deformasjons- og styrkekarakteristikker.

Bestemmelse av spenninger i jordmasser
Spenninger i jordmasser som fungerer som fundament, medium eller materiale for en konstruksjon oppstår under påvirkning av ytre belastninger og jordas egenvekt. Hovedoppgavene til beregninger for

Modell av lokale elastiske deformasjoner og elastisk halvrom
Ved bestemmelse av kontaktspenninger spilles en viktig rolle av valget av beregningsmodellen til fundamentet og metoden for å løse kontaktproblemet. Den mest utbredte i ingeniørpraksis er

Påvirkningen av fundamentstivhet på fordelingen av kontaktspenninger
Teoretisk sett har diagrammet over kontaktspenninger under et stivt fundament et sadelformet utseende med uendelig store spenningsverdier i kantene. Men på grunn av plastiske deformasjoner av jorda under

Fordeling av spenninger i jordfundamenter på grunn av jordas egenvekt
Vertikale spenninger fra jordens egen vekt i dybden z fra overflaten bestemmes av formelen:

Bestemmelse av spenninger i en jordmasse på grunn av virkningen av lokal belastning på overflaten
Fordelingen av spenninger i fundamentet avhenger av formen på fundamentet i plan. I konstruksjon er stripe, rektangulære og runde fundamenter mest utbredt. Så om

Problemet med virkningen av en vertikal konsentrert kraft
Løsningen på problemet med virkningen av en vertikal konsentrert kraft påført overflaten av et elastisk halvrom, oppnådd i 1885 av J. Boussinesq, tillater oss å bestemme alle spenningskomponenter

Flatt problem. Virkning av en jevnt fordelt last
Opplegg for beregning av spenninger i fundamentet i tilfelle et planproblem under påvirkning av en jevnt fordelt intensitetsbelastning

Romlig oppgave. Virkning av en jevnt fordelt last
I 1935 oppnådde A. Love verdiene av vertikale trykkspenninger når som helst

Hjørnepunktmetode
Hjørnepunktmetoden lar deg bestemme trykkspenninger i basen langs en vertikal linje som går gjennom et hvilket som helst punkt på overflaten. Det er tre mulige løsninger (fig. 3.9.).

Påvirkning av formen og arealet til fundamentet i plan
I fig. 3.10. Diagrammer over normale spenninger ble konstruert langs den vertikale aksen som går gjennom

Styrke og stabilitet av jordmasser. Jordtrykk på gjerder
Under visse forhold kan tap av stabilitet for en del av jordmassen oppstå, ledsaget av ødeleggelse av strukturer som samhandler med den. Dette er på grunn av dannelsen

Kritisk belastning på fundamentjord. Faser av den stressede tilstanden til jordfundamenter
Tenk på avhengighetsgrafen i fig. 4.1, a. For sammenhengende jord, innledende undervisning

Den initiale kritiske belastningen tilsvarer tilfellet når en grensetilstand oppstår ved bunnen under bunnen av fundamentet på et enkelt punkt under kanten av fundamentet. La oss velge nederst

Standard motstand og designtrykk
Hvis vi tillater utvikling av soner med begrensende likevekt til en dybde under bunnen av et sentralt belastet fundament med bredde b

Den maksimale kritiske lasten pi tilsvarer spenningen under fundamentets base, ved hvilken bæreevnen til fundamentjordene er oppbrukt (fig. 4.1), som driver

Praktiske metoder for å beregne bæreevne og stabilitet til fundamenter
Prinsipper for beregning av fundamentfundamenter basert på første grensetilstand (med hensyn til styrke og bæreevne til jord). I henhold til SNiP 2.02.01-83* anses bæreevnen til fundamentet å være garantert

Stabilitet av bakker og bakker
En skråning er en kunstig skapt overflate som grenser til en naturlig jordmasse, utgraving eller voll. Skråninger dannes under bygging av ulike typer voller (dammer, jorddammer

Konseptet med sikkerhetsfaktoren for bakker og bakker
Stabilitetskoeffisienten er ofte tatt i formen: , (4.13) hvor

De enkleste metodene for å beregne stabilitet
4.4.1. Stabilitet av skråninger i ideelt løs jord (ϕ ≠0; с=0) Det er en skråning med en vinkel på α, ved en gitt φ for sand, som utgjør

Tar hensyn til påvirkning av filtreringskrefter
Hvis grunnvannstanden er høyere enn bunnen av skråningen, kommer en filtreringsstrøm ut på overflaten, noe som fører til en reduksjon i stabiliteten til skråningen. I dette tilfellet, når du vurderer

Metode for sirkulære sylindriske glideflater
Det antas at tap av skråningsstabilitet kan oppstå som følge av

Tiltak for å bedre stabiliteten i bakker og bakker
En av de mest effektive måterå øke stabiliteten til bakker og bakker er å jevne dem ut eller lage en trappet profil med dannelse av horisontale plattformer (bermer) i høyden fra

Konsepter om samspillet mellom jordsmonn og omsluttende strukturer (hviletrykk, aktivt og passivt trykk)
Omsluttende konstruksjoner er utformet for å hindre at jordmassene bak dem kollapser. Slike strukturer inkluderer en støttemur, samt kjellervegger og

Bestemmelse av passivt trykk
Passivt trykk oppstår når veggen beveger seg mot utfyllingsjorda (Fig. 4.9).

Formulering av problemet
Beregningsskjemaer for problemet med å bestemme den endelige stabiliserte bosettingen av fundamentet fra virkningen av lasten som overføres til jorden gjennom fundamentets base, er presentert i fig. 5.1.

Bestemmelse av setning av et lineært deformerbart halvrom eller jordlag med begrenset tykkelse
Det brukes strenge beslutninger om fordeling av spenninger i en homogen isotrop jordmasse fra belastninger påført på overflaten. Forholdet mellom oppgjøret av sålen og den sentralt belastede

Praktiske metoder for å beregne endelige deformasjoner av fundamenter
5.2.1. Beregning av sediment ved bruk av lag-for-lag summeringsmetoden. Lag-for-lag summeringsmetoden (uten å ta hensyn til muligheten for sideutvidelse av jorda) anbefales av SNiP 2.02.01-83*.

Beregning av avregning ved bruk av ekvivalentsjiktmetoden
Det ekvivalente laget er et jordlag med en tykkelse han, hvis setning under kontinuerlig belastning på overflaten p0 vil være lik setningen av jordhalvrommet under luft

Forelesning 9
5.3. Praktiske metoder for beregning av grunnoppgjør over tid. Hvis bunnen av fundamentene inneholder vannmettet leirholdig jord