???????????????o

???????o

???????????конечно-элементная модель траншеи с учетом сделанных допущений показана на рис. 4, б.

Рис. 3. Сравнение коэффициентов устойчивости для плоской и угловой траншей

Свойства грунта определялись моделью Кулона-Мора. Для исследований был выбран песчаный грунт с относительно низкими прочностными характеристиками – мелкий песок. Уровень тиксотропного раствора был зафиксирован на отметке 0,2 м от верха форшахты.

Согласно расчетным и опытным результатам, наиболее существенным параметром, влияющим на устойчивость стенок траншей, является уровень подземных вод, положение которого оказывает гораздо большее влияние на коэффициент устойчивости, чем такие параметры, как угол внутреннего трения грунта или длина захватки траншеи. В рамках исследования положение уровня подземных вод изменялось от дна траншеи (Y= 0 м), до уровня тиксотропного раствора (Y = 19,8 м). По результатам расчётов построены графики, представленные на рис.5. Эти графики показывают зависимости коэффициента запаса устойчивости стенок траншеи от уровня подземных вод при удельных весах бентонитового раствора (ts, изменяющихся в интервале от 10,3 до 12,5 кН/м3.

Рис. 4. Расчетная схема (а) и конечно-элементная модель (б) задачи для случая, когда дорожное покрытие располагается вне области котлована: 1 - область котлована; 2 - распределенная нагрузка q на дорожную плиту; 3 - плита временной дороги; 4 – форшахта; 5 - силы Р от веса арматурного каркаса; 6 - плоскость симметрии траншеи; 7 – стенки траншеи

Технологические нагрузки, прикладываемые на поверхности грунта и к форшахте в процессе устройства «стен в грунте», также могут оказать значительное влияние как на форму разрушения стен траншей при наступлении предельного состояния, так и на величину коэффициента запаса устойчивости стен траншей в случае, если предельное состояние не наступило. Рассматривались два вида технологической нагрузки: 1) - вес механизма для разработки траншеи, приложенный на поверхности земли вблизи траншеи и 2) - вес арматурного каркаса «стены в грунте», опущенного в траншею и опирающегося на форшахту. Давление от крана передавалось на грунт через железобетонную плиту временного дорожного покрытия в виде равномерно распределенной по поверхности плиты вертикальной нагрузки q.

Рис. 5. Графики зависимостей коэффициента запаса устойчивости Ksf стенок траншеи от уровня подземных вод относительно дна траншеи (м) и удельного веса тиксотропного раствора (ts ( кН/м3)

Дорожное покрытие располагалось на расстоянии одного метра от форшахты. Ширина его принималась равной 8 м, длина расчетного участка 7,5 м, а толщина 0,2 м. Предполагалось симметричное расположение нагрузки q и точек опирания арматурного каркаса на форшахту относительно вертикальной плоскости, проходящей посередине толщины контрфорса (рис. 4, б), поэтому рассматривалась область по одну сторону от плоскости симметрии при соответствующих граничных условиях. Вес арматурного каркаса принимался равным 6, 12 и 18 т, что соответствовало расходу стержневой арматуры соответственно 30, 60 и 90 кг/м3. Арматурный каркас опирался на форшахту в шести точках - по три точки опирания с каждой стороны от плоскости симметрии (рис. 4, б), поэтому в расчетах величины сосредоточенных сил Р принимались равными 1, 2, и 3 т.

В качестве примера, иллюстрирующего полученные результаты, на рис. 6 показаны зависимости между Ksf, УПВ и технологическими нагрузками (Р+q) для случая наибольшего влияния технологических нагрузок, то есть при (ts=12,5 кН/м3 и временной нагрузке внутри котлована.

Рис. 6. Зависимости коэффициента запаса устойчивости траншеи Ksf от веса арматурного каркаса и уровня подземных вод относительно дна траншеи (м) для удельного веса тиксотропного раствора (ts=12,5 кН/м3 и временной нагрузке внутри котлована

Исследование устойчивости траншей, заполненных тиксотропным раствором, в местах их взаимного пересечения и примыкания, а также траншей для контрфорсных «стен в грунте» позволяет обоснованно назначать для них коэффициенты запаса устойчивости в зависимости от удельного веса тиксотропного раствора, уровня подземных вод и величины технологических нагрузок.

Третья глава посвящена разработке пространственной конечно-элементной модели взаимодействия консольной контрфорсной «стены в грунте» с грунтовым массивом и исследованию напряженно-деформированного состояния стены и грунта при различных значениях параметров, определяющих их свойства. При отрывке котлованов под защитой «стен в грунте» значительная часть расходов времени и средств вызвана устройством анкерной и распорной крепи. Устройство грунтовых анкеров и расстрелов усложняет технологию производства работ, ограничивает свободное пространство в пределах котлована и приводит к увеличению сроков и стоимости строительства. Одним из способов уменьшения этих расходов может стать устройство консольных «стен в грунте». При отсутствии дополнительных опор в виде различных видов крепи жесткость «стены в грунте» существенно уменьшается, что приводит к повышению перемещений как самой «стены в грунте», так и грунта за пределами котлована. На первый план в этом случае выходит расчет по второму предельному состоянию. Проблему увеличения жесткости стены в грунте можно решить путем устройства контрфорсов.

Контрфорсная «стена в грунте» рассматривалась в двух вариантах – с вылетом контрфорсов 1,5 и 5 м при расстояниях между контрфорсами равными соответственно 1,5 и 5 м. Эти размеры соответствуют стандартным размерам оборудования для разработки траншей, предназначенных для устройства контрфорсной «стены в грунте». В силу циклической симметрии задачи достаточно рассмотреть сегмент стены и грунта, заключенный между двумя смежными плоскостями симметрии. Соответствующий сегмент и конечно-элементная схема задачи изображены на рис. 7.

Рис. 7. Схема конечно-элементной модели контрфорсной «стены в грунте» и примыкающего к ней массива грунта: 1 - контрфорсная «стена в грунте»; 2 - массив грунта

Материал стены имел модуль упругости E=2?107 кПа, а коэффициент Пуассона (=0,2. Предполагалось, что напряжения в стене не превышают предела пропорциональности.

В качестве основного параметра, по которому можно судить о перемещениях в системе «стена-грунт», принималось значение перемещения верхнего торца стены в горизонтальном направлении Ux. Предельным считалось перемещение равное 1/300 проектной глубины котлована. Проектная глубина котлована принималась равной 10 м, что соответствует практике устройства котлованов в городском транспортном строительстве, поэтому предельная величина перемещения для котлована, отрытого на полную проектную глубину, равнялась 3,33 см.

Рассматривались два вида грунтов – сильнодеформируемые и слабодеформируемые. В качестве сильнодеформируемых грунтов рассматривались супесь с E=12000 кПа, (=0,32, c=10 кПа, ?=20° и (=20 Кн/м3 и глина мягкопластичная с E=8000 кПа, (=0,42, c=13 кПа, ?=17° и (=1,89 Кн/м3. Слабодеформируемые грунты были представлены песком гравелистым с E=40000 кПа, (=0.28, c=3 кПа, ?=45° и (=21 Кн/м3 и песком мелким слабосцементированным с E=35000 кПа, ( =0.35, c=10 кПа, ?=28° и (=20 Кн/м3.

В результате статистической обработки результатов расчетов получены регрессионные функции, позволяющие определить перемещение верхнего торца контрфорсной «стены в грунте» при различной глубине котлована.

Так, например, для глубины КСГ равной 20d уравнение регрессии получено в виде

v1= 2,28943(0,62328*v2+1,48174*v3(1,17626*v4(0,38766*v3v4+

+0,05937*v2**2+0,03833*v3**2+0,06133*v4**3,

где v1 - перемещение верхнего торца КСГ; v2 - вылет контрфорса; v3 - глубина котлована; v4 - вид грунта.

Анализ результатов расчётов показал, что в слабодеформируемых грунтах консольные контрфорсные «стены в грунте», при одинаковой с плоскими консольными «стенами в грунте» толщине и глубине, в зависимости от вылета контрфорсов допускают разработку котлована на глубину в 1,5 - 2,0 раза большую, чем плоские «стены в грунте». В сильнодеформируемых грунтах разработка котлована под защитой консольных контрфорсных «стен в грунте» возможна лишь при использовании дополнительных креплений.

В четвертой главе исследуется возможность использования в качестве распорного элемента для контрфорсной «стены в грунте» грунтоцементной плиты, создаваемой по технологии струйной цементации грунтов (jet grouting) ниже отметки дна котлована.

Значительный вклад в развитие технологии струйной цементации грунтов внесли Алексеев С. И., Богов С. Г., Бройд И.И., Быков К., Дмитриев Н.В., Запевалов И.А., Климович К., Коновалов П. А., Корольков В.Н., Малинин А.Г., Малинин П.А., Малышев Л.И., Петросян Л. Р., Попов А.В., Смородинов М.И., Федоров Б.С., Хасин М.Ф., Чеканов П., и другие. Из зарубежных исследователей следует отметить работы Abramson L. W., Almer E.C. van der Stoel, Bruce D. A., Chu E.K., Fay T.J., Harry G. Cooke, Nicholson P.J., Teoh Yaw Poh, Xanthakos P. P., J.C.W.M. de Wit, Ing Hieng Wong и других.

Применение контрфорсных «стен в грунте» позволяет увеличить допустимую по второму предельному состоянию глубину котлована. Однако во многих случаях это увеличение недостаточно, чтобы разработать котлован на проектную глубину без устройства грунтовых анкеров или расстрелов. Один из способов преодоления этой проблемы видится нам в устройстве для контрфорсной «стены в грунте» распорной конструкции, расположенной ниже дна котлована. Такая конструкция может быть выполнена в виде грунтобетонной плиты, созданной с помощью технологии струйной цементации грунтов.

В качестве примера, в котором возможно использование подобного конструктивного решения, в настоящей работе рассмотрен реальный проект плоской «стены в грунте», подкрепленной двумя рядами расстрелов. Согласно предлагаемому решению плоская «стена в грунте» заменяется на контрфорсную, расстрелы убираются, а грунтобетонная плита устраивается на уровне дна котлована. Схема такого решения показана на рис. 8.

Рис. 8. Устройство распорной конструкции для консольной контрфорсной «стены в грунте» в виде грунтобетонной плиты на уровне дна котлована: 1 –контрфорсная «стена в грунте»; 2 – грунтобетонная плита; 3 – дно котлована; 4 – массив грунта

Массив грунта в окрестности котлована предполагался сложенным из дренированного песка средней крупности, поведение которого описывается моделью Кулона-Мора для однородной, изотропной, сплошной среды с удельным весом выше уровня грунтовых вод (d=18 кН/м3, удельным весом ниже уровня грунтовых вод (sat=20кН/м3, с модулем упругости Е=32000 кН/м2, коэффициентом Пуассона ( = 0.3, сцеплением с=1 кН/м2, углом внутреннего трения ? =35о, и углом дилатансии ? =5o. Удельное сцепление грунта со стеной и угол трения грунта по материалу стены принимались с коэффициентом условий работы gk=0,33.

Требовалось установить, возможно ли устройство консольной контрфорсной «стены в грунте» при заданных ограничениях на ее перемещения и прочностные параметры грунтоцементной плиты. Результаты выполненных в данной работе расчетов иллюстрируются эпюрой горизонтальных перемещений КСГ (рис. 9) и эпюрами нормальных и касательных напряжений в наиболее опасном сечении грунтобетонной плиты, расположенном в плоскости ее контакта с контрфорсной «стеной в грунте», (рис. 10).

Рис. 9. Эпюра горизонтальных перемещений контрфорсной «стены в грунте»: 1 – контрфорсная «стена в грунте»; 2 – котлован; 3 – грунтоцементная плита.

Из этих эпюр следует, что максимальное перемещение контрфорсной «стены в грунте», равное 1,84 см, в два с лишним раза меньше допустимого для заданной глубины котлована, а максимальные сжимающие напряжения, равные 2,88 МПа, возникают вверху грунтобетонной плиты и величина их в 5,2 раза меньше предела прочности грунтобетона на сжатие. В то же время максимальные растягивающие напряжения, равные 0,91 МПа, возникают внизу плиты и величина их в 3,3 раза меньше предела прочности грунтобетона на растяжение при изгибе.

Рис. 10. Эпюры нормальных – а) и касательных – б) напряжений в грунтобетонной плите в сечении 1 – 1. 1 – контрфорсная «стена в грунте»; 2 – грунтоцементная плита

Таким образом, для ограждения стен котлованов транспортных сооружений в песчаных и гравелистых грунтах в качестве одного из вариантов можно использовать консольные контрфорсные «стены в грунте», закрепленные ниже дна котлована горизонтальной грунтобетонной плитой, созданной с помощью струйной цементации грунта. Такое ограждение может быть более экономичным, чем плоские «стены в грунте», закрепленные грунтовыми анкерами или расстрелами.

Основные выводы

Выполненные в рамках диссертационной работы исследования позволяют сделать следующие выводы:

Анализ мирового опыта устройства контрфорсных «стен в грунте» (КСГ) показал, что они могут эффективно использоваться при строительстве городских тоннелей мелкого заложения. Однако применение КСГ сдерживается малой изученностью вопросов, связанных с их пространственным и нелинейным напряженно-деформированным состоянием.

Для исследования напряженно-деформированного состояния конструкций КСГ целесообразно использовать численные методы механики сплошной среды, которые позволяют решить задачу о взаимодействии конструкции с грунтовым массивом на любой стадии возведения конструкции с учетом возникающих нелинейных эффектов. Наиболее обеспеченным в программном отношении и наиболее универсальным является метод конечных элементов, выбранный для решения поставленных в данной работе задач.