Sesedající půdy: typy a charakteristiky. Metoda stanovení hustoty půdy. Struktura a textura půdy, strukturální pevnost a vazby v půdě Metody stanovení hustoty půdy

Body: 1/1

Výpočet pozemků dle nosná kapacita nelze-li jej provést analyticky, lze jej provést graficko-analytickými metodami s použitím kruhových válcových nebo lomených kluzných ploch, pokud:

Vyberte jednu odpověď.

Body: 1/1

Závisí kontrolní hodnoty koeficientu zhutnění půdy na celkové tloušťce zásypu?

Vyberte jednu odpověď.

Body: 0,9/1

Je nutné při posuzování mezních stavů první skupiny provádět výpočty na základě deformací základů konstrukcí od vnějšího zatížení a vlastní tíhy zeminy?

Vyberte jednu odpověď.

Body: 0,9/1

Jak se provádí přechod z jedné výšky do druhé u základů sousedních desek umístěných v různých výškách?

Vyberte jednu odpověď.

Body: 1/1

Je nutné při posuzování mezních stavů první skupiny provádět výpočty na základě pevnosti materiálů základové konstrukce?

Vyberte jednu odpověď.

Body: 1/1

Pro jakou kombinaci zatížení by se měl základ vypočítat na základě jeho únosnosti?

Vyberte jednu odpověď.

Velikost strukturní pevnosti zemin je velmi důležitou vlastností zemin. Jeho hodnotu lze určit z kompresní křivky nenarušené konstrukce, zkoušení zemin (do dosažení konstrukční pevnosti) s velmi malými zatěžovacími kroky (cca 0,002-0,010 MPa), pak prudká změna kompresní křivky bude odpovídat konstrukčnímu tlaku. pevnost půdy. Hodnota tlaku odpovídající průsečíku křivky s osou tlaku je rovna hodnotě konstrukční pevnosti v tlaku.

Výkres a) relativní stlačení vodou nasycené zeminy v závislosti na tlaku p, b) relativní stlačení jílovité zeminy s částečným rozvolněním v závislosti na tlaku.

Zákon zhutnění půdy: změna koeficientu pórovitosti půdy je přímo úměrná změně tlaku.

13. Závislost na kompresi při objemové kompresi

Změny v poměru pórovitosti E zeminy při stlačení bude obecně záviset nejen na velikosti vertikálních normálových napětí, ale také na horizontálních a

Stanovme součet hlavních napětí v případě stlačení vrstvy zeminy bez možnosti její boční expanze, identifikujme elementárního paralepipeda, který bude za podmínek tohoto problému vykazovat pouze normálnější (hlavní) napětí.

Protože horizontální deformace (boční roztažení zeminy) jsou nemožné, budou horizontální relativní deformace rovné nule, tzn. , z čehož vyplývá, že . Navíc z rovnovážné podmínky, kterou máme

Je známo, že relativní deformace pružného tělesa podle Hookeova zákona se zjistí z výrazu

Kde je modul pružnosti materiálu, je koeficient příčné roztažnosti zeminy (Poissonův koeficient). Dosazením , , , do tohoto výrazu dostaneme

Kde je součinitel bočního tlaku půdy v klidu, tzn. při absenci horizontálních pohybů

Práce je věnována charakterizaci výchozího stavu rozptýlených zemin - jejich strukturální pevnosti. Znalost její proměnlivosti umožňuje určit stupeň zhutnění půdy a případně i rysy historie jejího vzniku v daném regionu. Posouzení a zohlednění tohoto ukazatele při zkoušení zemin je nanejvýš důležité při určování charakteristik jejich fyzikálních a mechanických vlastností, jakož i při dalších výpočtech sedání základů konstrukcí, což se špatně odráží v regulačních dokumentech a je málo využíváno. v praxi inženýrskogeologických průzkumů. Práce stručně nastiňuje nejběžnější grafické metody stanovení indikátoru na základě výsledků tlakových zkoušek, výsledků laboratorních studií strukturální pevnosti rozptýlených zemin v oblasti Tomska. Byly identifikovány vztahy mezi strukturní pevností zemin a hloubkou jejich výskytu a stupněm jejich zhutnění. Jsou uvedena stručná doporučení pro použití indikátoru.

Strukturální pevnost zemin

tlak před zhutněním

1. Bellendir E.N., Vekshina T.Yu., Ermolaeva A.N., Zasorina O.A. Metoda hodnocení stupně překonsolidace jílovitých zemin při přirozeném výskytu // Ruský patent č. 2405083

2. GOST 12248–2010. Půdy. Metody laboratorního stanovení pevnostních a deformačních charakteristik.

3. GOST 30416–2012. Půdy. Laboratorní testy. Obecná ustanovení.

4. Kudryashova E.B. Vzorce vzniku překonsolidovaných jílovitých zemin: dis. Ph.D. geologické a mineralogické vědy: 25.00.08. – M., 2002. – 149 s.

5. MGSN 2.07–01 Základy, základy a podzemní stavby. – M.: Vláda Moskvy, 2003. – 41 s.

6. SP 47.13330.2012 (aktualizované vydání SNiP 11-02-96). Inženýrské průzkumy pro stavebnictví. Základní ustanovení. – M.: Gosstroy of Russia, 2012.

7. Tsytovič N.A. // Materiály zasedání All-Union o výstavbě na slabých půdách nasycených vodou. – 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. a Jefferies, M.G. Práce jako kritérium pro stanovení in situ a mezí kluzu v jílech // Canadian Geotechnical Journal. – 1987. – Sv. 24., č. 4. – str. 549-564.

10. Boone J. Kritické přehodnocení interpretací ‚předkonsolidačního tlaku‘‘ pomocí testu edometru // Can. Geotech. J. – 2010. – Sv. 47. –str. 281–296.

11. Boone S.J. & Lutenegger A.J. Uhličitany a cementace glaciálně odvozených soudržných půd ve státě New York a jižním Ontariu // Can. Geotech. – 1997. – Vol 34. – Str. 534–550.

12. Burland, J.B. Přednáška třicátého Rankina: O stlačitelnosti a pevnosti ve smyku přírodních jílů // Géotechnique. – 1990. – Vol 40, č. 3. – str. 327–378.

13. Burmister, D.M. Aplikace řízených zkušebních metod při konsolidačním zkoušení. Symfosium on Consolidation testing of soils // ASTM. STP 126. – 1951. – Str. 83–98.

14. Butterfield, R. Přirozený kompresní zákon pro půdy (pokrok na e–log p’) // Geotechnique. – 1979. – Vol 24, č. 4. – str. 469–479.

15. Casagrande, A. Stanovení předkonsolidačního zatížení a jeho praktický význam. // In Sborník z první mezinárodní konference o mechanice zemin a zakládání staveb. Harvard Printing Office, Cambridge, Mass. – 1936. – Sv. 3. – str. 60–64.

16. Chen, B.S.Y., Mayne, P.W. Statistické vztahy mezi měřeními piezokonu a historií napětí jílů // Canadian Geotechnical Journal. – 1996. – Sv. 33 – str. 488-498.

17. Chetia M, Bora P K. Odhad překonsolidovaného poměru nasycených necementovaných jílů z jednoduchých parametrů // Indian Geotechnical Journal. – 1998. – Sv. 28, č. 2. – str. 177-194.

18. Christensen S., Janbu N. Zkoušky edometrem – primární požadavek v praktické mechanice zemin. // Proceedings Nordisk Geoteknikermode NGM-92. – 1992. – Sv. 2, č. 9. – str. 449-454.

19. Conte, O., Rust, S., Ge, L. a Stephenson, R. Hodnocení metod stanovení předkonsolidačního napětí // Instrumentace, testování a modelování chování půdy a hornin. – 2011. – str. 147–154.

20. Dias J. a kol. Vliv dopravy na tlak předkonsolidace půdy v důsledku operací sklizně eukalyptu // Sci. zemědělství. – 2005. – Sv. 62, č. 3. – str. 248-255.

21. Dias Junior, M.S.; Pierce, F.J. Jednoduchý postup pro odhad předkonsolidačního tlaku z křivek stlačení zeminy. // Technologie půdy. – Amsterdam, 1995. – Vol.8, č. 2. – str. 139–151.

22. Einav, I; Carter, JP. O konvexitě, normalitě, předkonsolidačním tlaku a singularitách při modelování zrnitých materiálů // Granular Matter. – 2007. – Sv. 9, č. 1-2. – str. 87-96.

23. Gregory, A.S. a kol. Výpočet indexu stlačení a předkompresního napětí z dat testu stlačení půdy // Soil and Tillage Research, Amsterdam. – 2006. – Sv. 89, č. 1. – str. 45–57.

24. Grozic J. L. H., Lunne T. & Pande S. Studie testu odeometru o předkonsolidačním napětí glaciomarínových jílů. // Kanadský geotechnický časopis. – 200. – Sv. 40. – str. 857–87.

25. Iori, Piero a kol. Porovnání terénních a laboratorních modelů únosnosti kávových plantáží // Ciênc. agrotec. – 2013. Sv. 2, č. 2. – str. 130-137.

26. Jacobsen, H.M. Bestemmelse af forbelastningstryk i laboratoriet // In Proceedings of Nordiske Geotechnikermonde NGM–92, květen 1992. Aalborg, Dánsko. Bulletin Dánské geotechnické společnosti. – 1992. Sv. 2, č. 9. – str. 455–460.

27. Janbu, N. Koncept odporu aplikovaný na deformaci zemin // In Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, 25-29 August 1969. A.A. Balkema, Rotterdam, Nizozemsko. – 1969. – Sv. 1. – str. 191–196.

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

29. José Babu T.; Sridharan Asur; Abraham Benny Mathews: Log-log metoda pro stanovení předkonsolidačního tlaku // ASTM Geotechnical Testing Journal. – 1989. – Vol.12, č. 3. – str. 230–237.

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

31. Kontopoulos, Nikolaos S. Účinky narušení vzorku na předkonsolidační tlak pro normálně zpevněné a překonsolidované jíly Massachusetts Institute of Technology. // Odd. stavebního a environmentálního inženýrství. – 2012. – 285s.

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. a Zornberg, J. // GeoMaterial Behavior and Testing // Proc. 17th Intl. Conf. Mechanika zemin a geotechnické inženýrství. – 2009. – Sv. 4. –str. 2777-2872.

34. Mesri, G. a A. Castro. Koncept Cα/Cc a Ko během sekundární komprese // ASCE J. Geotechnical Engineering. – 1987. Sv. 113, č. 3. – str. 230-247.

35. Nagaraj T. S., Shrinivasa Murthy B. R., Vatsala A. Predikce chování půdy – částečně nasycená necementovaná půda // Canadian Geotechnical Journal. – 1991. – Sv. 21, č. 1. – str. 137-163.

36. Oikawa, H. Kompresní křivka měkkých půd // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1987. – Sv. 27, č. 3. – str. 99-104.

37. Onitsuka, K., Hong, Z., Hara, Y., Shigeki, Y. Interpretace dat edometrických testů pro přírodní jíly // Journal of the Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundations. – 1995. – Sv. 35, č. 3.

38. Pacheco Silva, F. Nová grafická konstrukce pro stanovení předkonsolidačního napětí vzorku zeminy // In Proceedings of the 4th Brazilian Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rio de Janeiro, August 1970. – Vol. 2, č. 1. – str. 225–232.

39. Paul W. Mayne, Barry R. Christopher a Jason De Jong. Manuál pro podpovrchové vyšetřování // National Highway Institute, Federal Highway Administration Washington, DC. – 2001. – 305 s.

40. Sallfors, G. Předkonsolidační tlak měkkých, vysoce plastických jílů. – Goteborg. Geotechnické oddělení Chalmers University of Technology. – 231p.

41. Schmertmann, J. H., Undisturbed Consolidation Behaviour of Clay, Transaction, ASCE. – 1953. – Sv. 120. – str. 1201.

42. Schmertmann, J., H. Pokyny pro zkoušky penetrace kužele, výkon a design. // US Federal Highway Administration, Washington, DC, Report, FHWATS-78-209. – 1978. – str. 145.

43. Semet C., Ozcan T. Stanovení předkonsolidačního tlaku s umělou neuronovou sítí // Stavební inženýrství a environmentální systémy. – 2005. – Sv. 22, č. 4. – str. 217–231.

44. Senol A., Saglamer A. Stanovení předkonsolidačního tlaku pomocí metody New Strain Energy-Log Stress Method // Electronic Journal of Geotechnical Engineering. – 2000. – Sv. 5.

45. Senol, A. Zeminlerde On. Stanovení předkonsolidačního tlaku: PhD disertační práce, Ústav vědy a techniky. - Istanbul, Turecko. – 1997. – str. 123.

46. ​​​​Solanki C.H., Desai M.D. Předkonsolidační tlak z indexu půdy a vlastností plasticity // 12. mezinárodní konference Mezinárodní asociace pro počítačové metody a pokroky v geomechanice. – Goa, Indie. – 2008.

47. Sully, J.P., Campenella, R.G. a Robertson, P.K. Interpretace penetračního pórového tlaku pro vyhodnocení historie napětí jílů // Sborník příspěvků z prvního mezinárodního sympozia o penetračním testování. – Orlando. – 1988. –2. díl – s. 993-999.

48. Tavenas F., Des Rosier J.P., Leroueil S. et al. Využití deformační energie jako kritéria výtěžnosti a dotvarování pro lehce překonsolidované jíly // Géotechnique. – 1979. – Sv. 29. – str. 285-303.

49. Thøgersen, L. Účinky experimentálních technik a osmotického tlaku na měřené chování terciárního expanzivního jílu: Ph. D. práce, Laboratoř mechaniky zemin, Univerzita Aalborg. – 2001. – Sv. 1.

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

Konstrukční pevnost p str se nazývá pevnost v důsledku přítomnosti konstrukčních spojení a vyznačuje se napětím, na které se vzorek zeminy při zatížení svislým zatížením prakticky nedeformuje. Vzhledem k tomu, že zhutňování začíná, když napětí v zemině překročí její strukturální pevnost a při testování zeminy, podcenění tohoto ukazatele má za následek chyby při určování hodnot dalších charakteristik mechanických vlastností. Význam definice indikátoru p str se slaví odedávna, jak píše N.A. Tsytovich - „...kromě obvyklých ukazatelů deformačně-pevnostních vlastností slabých jílovitých zemin, aby bylo možné posoudit chování těchto zemin při zatížení a stanovit správnou předpověď míry sedání konstrukcí na nich postavených, při průzkumech je nutné určit pevnost konstrukce p str" Jev při výzkumu stupně zhutnění zemin je důležitý pro predikci sedání navrhované konstrukce, neboť na přehutněných zeminách může být sedání čtyřikrát i vícekrát menší než na zeminách normálně zhutněných. Pro hodnoty koeficientu nadměrného zpevnění OCR > 6 koeficient bočního tlaku zeminy v klidu K o může přesáhnout 2, což je třeba vzít v úvahu při výpočtu podzemních staveb.

Jak je uvedeno v práci: „Zpočátku převládají podmínky normálního zhutňování během procesu sedimentace a vzniku a následného zhutňování mořských, jezerních, aluviálních, deltaických, eolických a fluviálních usazenin písků, slínů a jílů. Většina půd na Zemi se však mírně/středně/těžce překonsolidovala v důsledku vystavení různým fyzikálním, environmentálním, klimatickým a tepelným procesům po mnoho tisíc až milionů let. Tyto mechanismy opětovné konsolidace a/nebo viditelného předpětí zahrnují: povrchovou erozi, zvětrávání, vzestup hladiny moře, vzestup hladiny moře podzemní vody, zalednění, cykly zmrazování a tání, opakované smáčení/odpařování, vysychání, ztráta hmoty, seismické zatížení, slapové cykly a geochemické vlivy. Téma zjišťování stavu zhutnění půdy je stále velmi aktuální a nachází se v publikacích téměř ze všech kontinentů. V práci jsou diskutovány faktory a ukazatele, které určují překonsolidovaný nebo nedostatečně zpevněný stav jílovitých zemin, příčiny a vliv na fyzikální a mechanické vlastnosti takto silného cementování. Výsledky stanovení ukazatele mají také široké uplatnění v praxi, od výpočtu sedání základů staveb; zachování přirozené struktury vzorků určených k laboratornímu testování; k velmi specifickým tématům o predikci zhutnění půdy na eukalyptových a kávových plantážích porovnáním jejich strukturální pevnosti se zátěží ze strojů.

Znalost hodnot indikátorů p str a jejich proměnlivost s hloubkou je charakterizována charakteristikou složení, vazeb a struktury zemin, podmínkami jejich vzniku, včetně historie zatěžování. V tomto ohledu má výzkum zvláštní vědecký a praktický význam p str PROTI V různých oblastech jsou tyto studie zvláště důležité v západní Sibiři s hustou vrstvou sedimentárních usazenin. V Tomské oblasti byly provedeny podrobné studie složení a vlastností půd, v důsledku čehož bylo jak území Tomska, tak i přilehlé oblasti poměrně podrobně prostudováno z inženýrsko-geologického hlediska. Zároveň je třeba poznamenat, že zeminy byly zkoumány speciálně pro výstavbu určitých objektů v souladu s aktuálními regulačními dokumenty, které neobsahují doporučení pro další využití p str a proto jej nezahrnují do seznamu nezbytných stanovitelných půdních charakteristik. Účelem této práce je proto zjistit strukturální pevnost rozptýlených zemin a její změny podél úseku v nejaktivněji rozvinutých a rozvinutých oblastech Tomské oblasti.

Mezi cíle studie patřila revize a systematizace metod pro získávání p str, laboratorní stanovení složení půd a charakteristik základních fyzikálních a mechanických vlastností, studium variability p str s hloubkou, srovnání strukturální pevnosti s tlakem v domácnosti.

Práce byly prováděny při inženýrsko-geologických průzkumech pro řadu velkých objektů nacházejících se ve střední a severozápadní oblasti Tomské oblasti, kde horní část řezu představují různé stratigraficko-genetické komplexy hornin kvartérního systému, a to zejména ve středních a severozápadních oblastech Tomské oblasti. paleogén a křída. Podmínky jejich výskytu, rozšíření, složení, stav závisí na stáří a genezi a vytváří značně heterogenní obraz, z hlediska složení byly studovány pouze rozptýlené půdy, ve kterých převládají jílovité odrůdy polotuhé, tvrdé a vysoce plastické konzistence. Pro vyřešení zadaných problémů byly studny a jímky testovány na 40 bodech, bylo odebráno více než 200 vzorků rozptýlených zemin z hloubky až 230 m. Zkoušky půdy byly provedeny v souladu s metodami uvedenými v aktuálních regulačních dokumentech. Bylo stanoveno: granulometrické složení, hustota (ρ) , hustota pevných částic ( ρs) , hustota suché půdy ( ρ d) , vlhkost vzduchu ( w), obsah vlhkosti jílovitých půd, na hranici válení a tekutosti ( w L A w p), ukazatele deformačních a pevnostních vlastností; Byly vypočteny stavové parametry, jako je koeficient pórovitosti (E), pórovitost, celková vlhkostní kapacita, pro jílovité zeminy - číslo plasticity a index tekutosti, koeficient překonsolidace zeminy OCR(jako poměr tlaku před zhutněním ( σ p") na tlak v domácnosti v místě odběru) a další charakteristiky.

Při výběru grafických metod stanovení ukazatele p str, až na metodaCasagrande byly přezkoumány metody používané v zahraničí pro stanovení tlaku před zhutněním σ p ". Je třeba poznamenat, že v terminologii geologického inženýra „tlak před zhutněním“ ( Předkonsolidace Stres) , začíná vytlačovat obvyklou koncepci „konstrukční pevnosti půdy“, ačkoli metody pro jejich stanovení jsou stejné. Strukturální pevnost zeminy je podle definice vertikální napětí ve vzorku zeminy odpovídající začátku přechodu z elastických tlakových deformací k plastickým, což odpovídá termínu Výtěžek Stres. V tomto smyslu by charakteristika zjištěná při kompresních testech neměla být brána jako maximální tlak v „historické paměti“ vzorku. Burland věří, že termín výtěžek stres je přesnější a termín předkonsolidace stres by měla být použita pro situace, ve kterých lze velikost takového tlaku určit geologickými metodami. Stejně tak termín Přes Konsolidace poměr (OCR) by měl být použit k popisu známé historie stresu, jinak tento termín Výtěžek Stres poměr (YSR) . V mnoha případech Výtěžek Stres je bráno jako efektivní předkonsolidační napětí, i když to druhé je technicky spojeno s odlehčením mechanického napětí, zatímco první zahrnuje dodatečné efekty v důsledku diageneze, koheze v důsledku organické hmoty, poměru složek půdy a její struktury, tzn. je strukturální pevnost půdy.

Prvním krokem k identifikaci rysů tvorby půdy by tedy mělo být kvantitativní stanovení profilu Výtěžek Stres, což je klíčový parametr pro rozlišení normálně zhutněných zemin (s převážně plastickou reakcí) od překonsolidovaných zemin (spojených s pseudoelastickou reakcí). A strukturální pevnost p str a tlak před zhutněním σ p" jsou stanoveny stejným způsobem, jak bylo uvedeno, především laboratorními metodami založenými na výsledcích kompresních zkoušek (GOST 12248, ASTM D 2435 a ASTM D 4186). Existuje mnoho zajímavých prací studujících stav půdy, tlak před zhutněním σ p" a metody jeho stanovení v terénu. Velmi rozmanité je také grafické zpracování výsledků kompresního testu, níže Stručný popis nejpoužívanější metody pro stanovení v zahraničí σ p ", který by měl být použit k získání p str.

MetodaCasagrande(1936) je nejstarší metodou pro výpočet strukturální pevnosti a předkonsolidačního tlaku. Vychází z předpokladu, že zemina prochází změnou pevnosti, přechodem od elastické odezvy na zatížení k plastické, v bodě blízkém tlaku před zpevněním. Tato metoda poskytuje dobré výsledky, pokud je na grafu kompresní křivky přesně definovaný inflexní bod formuláře e - log σ"(Obr. 1 a), přes které se vede tečna a vodorovná přímka z koeficientu pórovitosti, pak osa mezi nimi. Přímý úsek konce kompresní křivky se extrapoluje na průsečík s osou a získá se bod , význam při promítání na osu logσ", odpovídá překonsolidačnímu tlaku σ p"(nebo strukturální pevnost). Metoda zůstává ve srovnání s ostatními nejpoužívanější.

Burmisterova metoda(1951) - představuje závislost formy ε - Log σ", Kde ε - relativní deformace. Význam σ p" určeno průsečíkem kolmice vycházející z osy Log σ" bodem hysterezní smyčky, když je vzorek znovu zatížen, s tečnou ke konečnému úseku kompresní křivky (obr. 1 b).

Schemertmannova metoda(1953), je zde také použita kompresní křivka formy e - log σ"(obr. 1c). Kompresní testy se provádějí, dokud se na křivce nezíská zřetelný přímý úsek, pak se vyloží na tlak v domácnosti a znovu se naplní. Na grafu nakreslete čáru rovnoběžnou se střední čarou křivky dekomprese-rekomprese přes bod domácího tlaku. Význam σ p" určí se nakreslením kolmice od osy logσ" bodem vykládky, dokud se neprotne s rovnoběžnou přímkou. Z bodu σ p" nakreslete čáru, dokud se neprotne s bodem na přímém úseku kompresní křivky s koeficientem pórovitosti E= 0,42 Výsledná křivka skutečné komprese se používá k výpočtu kompresního poměru nebo zhutňovacího poměru. Tato metoda je použitelná pro půdy měkké konzistence.

MetodaAkai(1960) představuje závislost koeficientu dotvarování εs z σ" (obr. 1d), se proto používá pro půdy náchylné k dotvarování. Konsolidační křivka představuje závislost relativního přetvoření na logaritmu času a je rozdělena na úsek filtrační konsolidace a dotvarování. Akai poznamenal, že koeficient dotvarování se úměrně zvyšuje σ" k hodnotě σ p ", a po σ p"úměrně Logσ".

metoda Janbu(1969) vychází z předpokladu, že předkonsolidační tlak lze určit z grafu tvaru ε - σ" . V metodě Janbu pro jíly s vysokou citlivostí a nízkou OCR Předkonsolidační tlak lze určit vynesením grafu zatížení-deformace pomocí lineárního měřítka. Druhý způsob Janbu je graf sečnového modulu deformace E nebo E 50 od efektivních stresů σ" (obr. 1 d). A ještě jedna možnost Christensen-Janbu metoda(1969) představuje závislost formy r - σ", získané z konsolidačních křivek , Kde t-čas , r = dR/dt, R= dt/dε.

Metoda Sellforce(1975) je závislost na formě ε - σ" (obr. 1e), se používá především pro metodu CRS. Osa napětí-deformace se volí s pevným poměrem na lineární stupnici, typicky poměrem 10/1 pro poměr napětí (kPa) k deformaci (%). Tohoto závěru bylo dosaženo po sérii polních testů, kde byl měřen pórový tlak a sediment. To znamená, že Sallforsova metoda pro odhad nadměrného konsolidačního tlaku poskytuje hodnoty, které jsou realističtější než odhady z terénních testů.

Metoda Pacheco Silva(1970) se zdá být velmi jednoduchý z hlediska konstrukce grafu, a to i tvaru e - Log σ"(obr. 1g) , poskytuje přesné výsledky při testování měkkých půd. Tato metoda nevyžaduje subjektivní interpretaci výsledků a je také nezávislá na měřítku. Široce používaný v Brazílii.

MetodaButterfield(1979) vychází z analýzy grafu závislosti objemu vzorku na efektivním napětí formy. log(1+e) - log σ" nebo ln (1+e) - ln σ"(obr. 1 h). Metoda zahrnuje několik různých verzí, kde je tlak před zhutněním definován jako průsečík dvou čar.

Tavenasova metoda(1979) předpokládá lineární vztah mezi deformační energií a efektivním napětím pro rekompresní část testu v grafu tvaru σ"ε - σ" (Obr. 1n, v horní části grafu). Používá se přímo z kompresní křivky, aniž by se brala v úvahu přetěžovací část testu. U více konsolidovaných vzorků se křivka napětí/deformace skládá ze dvou částí: první část křivky se zvyšuje ostřeji než druhá. Bod, kde se tyto dvě přímky protínají, je definován jako tlak před konsolidací.

Oikawa metoda(1987) představuje průsečíky přímek na grafu závislosti log(1+e) z σ" -

Josého metoda(1989) představuje závislost formy log e - log σ" Velmi jednoduchá metoda pro přibližný odhad tlaku před zhutněním, metoda využívá průnik dvou přímek. Je to přímá metoda a nedochází u ní k chybám při určování polohy bodu maximálního zakřivení. MetodaSridharanetal. (1989) také uvádí graf závislosti log(1+e) - log σ" k určení strukturální pevnost hustých zemin, takže tečna protíná vodorovnou čáru odpovídající počátečnímu koeficientu pórovitosti, což dává dobré výsledky.

MetodaBurland(1990) je zápletkou vztahu index porozityIv ze stresu σ" (Obr. 1 i). Index porozity je určen vzorcem Iv= (E-е* 100)/(е* 100 -е* 1000), nebo dl I slabší půdy: Iv= (E-е* 10)/(е* 10 -е* 100), Kde e* 10, e* 100 a e* 1000 koeficienty pórovitosti při zatížení 10, 100 a 1000 kPa (obr. b) .

MetodaJacobsen(1992), předpokládá se pevnost konstrukce 2,5 σ do, Kde σ do c je bod maximální křivosti na Casagrandeho grafu, respektive také závislost tvaru e-log σ" (obr. 1 l).

Onitsukova metoda(1995) představuje průsečíky přímek na grafu závislosti ln(1+e) z σ" - efektivní napětí působící na stupnici na logaritmické stupnici (dekadické logaritmy).

Van Zelstova metoda(1997), na grafu závislosti formuláře ε - logσ", sklon čáry (ab) je rovnoběžný se sklonem čáry vykládky ( CD). Bod úsečky ( b) je strukturální pevnost zeminy (obr. 1 m).

MetodaBecker(1987), stejně jako Tavenasova metoda, určuje deformační energii při každém zatížení kompresním testem pomocí vztahu W- σ", kde. Deformační energie (nebo na druhou stranu práce síly) je číselně rovna polovině součinu velikosti součinitele síly a hodnoty posunutí odpovídající této síle. Hodnota napětí odpovídající celkové práci je určena na konci každého přírůstku napětí. Závislost na grafu má dva přímé úseky, průsečíkem těchto přímek bude překonsolidační tlak.

MetodaStrein Energy-Log Stres(1997),Senol a Saglamer(2000 g (obr. 1n)), modifikované metody Becker a/nebo Tavenas, představuje závislost formy σ" ε - logσ", 1 a 3 úseky jsou přímky, jejichž průsečíkem bude při prodloužení konstrukční pevnost zeminy.

MetodaNagaraj a Shrinivasa Murthy(1991, 1994), autoři navrhují zobecněný vztah formy log σ"ε - log σ"- predikovat hodnotu předkonsolidačního tlaku pro překonsolidované nasycené nezpevněné zeminy. Metoda je založena na Tavenasově metodě a je srovnávána s Senolova metoda et al., (2000), tato metoda poskytuje ve speciálních případech vyšší korelační koeficient.

Metoda Chetia a Bora(1998) primárně zkoumá historii zatížení půdy, jejich charakteristiky a odhady z hlediska překonsolidačního poměru (OCR), hlavním účelem studie je stanovit empirický vztah mezi OCR a poměrem e/e L.

MetodaThøgersen(2001) představuje závislost konsolidačního koeficientu na efektivních napětích (obr. 1o).

MetodaWangaMráz, RozptýlenéKmenEnergieMetoda DSEM (2004) také odkazuje na energetické metody pro výpočet deformace. Ve srovnání s Energie napětí Metoda DSEM využívá disipovanou deformační energii a sklon vykládání-přetěžování kompresního cyklu k minimalizaci vlivu poškozené struktury vzorku a eliminaci vlivu elastické deformace. Rozptýlená deformační energie z mikromechanického hlediska přímo souvisí s nevratností procesu konsolidace. Použití sklonu kompresní křivky v sekci vykládání-přetěžování simuluje elastické přetěžování během fáze rekomprese a může minimalizovat dopad selhání vzorku. Metoda je méně závislá na operátorovi než většina existujících.

Metoda EinavaPovozník(2007) je také graf formuláře E-logσ", A σ p" vyjádřeno složitější exponenciální závislostí .

Případ přechodu zeminy do fáze konsolidačního dotvarování po překonání σ p" popsané v pracích, pokud se konec další fáze zatížení shoduje s koncem primární konsolidace a koeficientu pórovitosti na grafu závislosti e - log σ" klesá prudce vertikálně, křivka se dostává do fáze sekundární konsolidace. Během vykládání se křivka vrací do koncového bodu primární konsolidace, což vytváří efekt nadměrného konsolidačního tlaku. Existuje řada prací nabízejících metody výpočtu pro stanovení ukazatele σ p".

a)b) PROTI)

G) d) E)

g)h) A)

Na) l) m)

m) Ó)

Metody:

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

Rýže. 1. Schémata pro grafické zpracování výsledků tlakových zkoušek používaných při stanovení strukturální pevnosti zeminy různými metodami

Obecně lze grafické metody stanovení překonsolidačního tlaku na základě výsledků tlakových zkoušek rozdělit do čtyř hlavních skupin. První skupinařešení zahrnuje závislost koeficientu pórovitosti ( E)/hustota (ρ)/relativní deformace ( ε )/změny hlasitosti ( 1+e) od efektivních stresů (σ" ). Grafy jsou opraveny logaritmováním jedné nebo dvou uvedených charakteristik, což vede k narovnání úseků kompresní křivky a požadovanému výsledku ( σ p") se získá protnutím extrapolovaných narovnaných úseků. Skupina zahrnuje metody Casagrande, Burmister, Schemertmann, Janbu, Butterfield, Oikawa, Jose, Sridharan et al., Onitsuka atd. Druhá skupina spojuje konsolidační ukazatele s efektivními napětími, jedná se o metody: Akai, Christensen-Janbu a Thøgersen. Jsou považovány za nejjednodušší a nejpřesnější metody třetí skupiny- energetické metody pro výpočet deformací: Tavenas, Becker, Strain Energy-Log Stress, Nagaraj & Shrinivasa Murthy, Senol a Saglamer, Frost a Wang atd. Energetické metody pro výpočet deformací také spoléhají na jedinečný vztah mezi koeficientem pórovitosti ve fázi Dokončení primární konsolidace a efektivního napětí, Becker a další odhadují lineární vztah mezi celkovou deformační energií W a efektivní namáhání bez zohlednění vykládky a překládky. Ve skutečnosti jsou všechny energetické metody zobrazeny v prostoru W- σ" , stejně jako je metoda Butterfield reprodukována v terénu log(1+e)-log σ". Pokud Casagrandeho metoda zaměřuje překonsolidační tlak převážně na nejvíce zakřivenou část grafu, pak jsou energetické metody přizpůsobeny středu sklonu křivky komprese až σ p". Část uznání převahy těchto metod je způsobena jejich relativní novostí a zmínkou při vývoji a zdokonalování nové metody této aktivně se rozvíjející skupiny. Čtvrtá skupina kombinuje metody s řadou nestandardních přístupů ke grafickému zpracování křivek, mezi něž patří metody Jacobsen, Selfors, Pacheco Silva, Einav a Carter atd. Na základě analýzy uvedené ve zdrojích 10, 19, 22-24, 30 , 31, 43-46] Všimněte si, že nejběžnějšími grafickými metodami jsou Casagrande, Butterfield, Becker, Strain Energy-Log Stress, Sellfors a Pacheco Silva, v Rusku se používá především metoda Casagrande.

Je třeba poznamenat, že pokud určit YSR ( nebo OCR) stačí jedna hodnota p str nebo σ p" , pak při výběru přímých úseků kompresní křivky před a po p str při získávání deformačních charakteristik je žádoucí získat dva klíčové body: minimum p str/min a maximální p str / msekera strukturální pevnost (obr. 1 a). Zde je možné použít separační body tečen k počátečnímu a konečnému řezu, nebo použít metody Casagrande, Sellfors a Pacheco Silva. Jako vodítko při studiu kompresních parametrů se doporučuje stanovit také ukazatele fyzikálních vlastností zeminy odpovídající minimální a maximální konstrukční pevnosti: především koeficienty pórovitosti a vlhkost.

V této práci indikátor p strbyl získané podle standardní metodiky stanovené v GOST 12248 na komplexu ASIS NPO Geotek. Pro určení p str první a další tlakové stupně byly odebírány rovny 0,0025 MPa až do začátku stlačení půdního vzorku, za což se považuje relativní vertikální deformace půdního vzorku E >0,005. Konstrukční pevnost určeno počáteční částí kompresní křivky Ei = F(lg σ" ), kde Ei - koeficient pórovitosti při zatížení σi. Zřejmý bod zlomu křivky po počátečním přímém úseku odpovídá konstrukční pevnosti zeminy v tlaku. Grafické zpracování výsledků bylo rovněž provedeno klasickými metodami Casagrandeho a Beckera . Výsledky stanovení ukazatelů podle GOST 12248 a metody Casagrande a Becker vzájemně dobře korelují (korelační koeficienty r=0,97). Nepochybně, pokud znáte hodnoty předem, můžete získat nejpřesnější výsledky pomocí obou metod. Ve skutečnosti, metoda Becker se zdál trochu obtížnější při výběru tečny na začátku grafu (obr. 1m).

Podle laboratorních údajů se hodnoty liší p str od 0 do 188 kPa pro hlíny, pro jíly do 170, pro písčité hlíny do 177. Maximální hodnoty byly přirozeně pozorovány ve vzorcích odebraných z velkých hloubek. Rovněž byla odhalena závislost změny ukazatele na hloubce h(r = 0,79):

p str = 19,6 + 0,62· h.

Analýza variability ÓSR(obr. 2) ukázaly, že zeminy pod 20 m jsou běžně zhutněné, tzn. strukturální pevnost nepřekračuje nebo mírně překračuje domácí tlak ( OCR ≤1 ). Na levém břehu řeky. Ob v intervalech 150-250 m, poloskalité a skalnaté zeminy pevně stmelené sideritem, goethitem, chloritanem, leptochloritem a cementem, stejně jako rozptýlené zeminy s vysokou strukturní pevností více než 0,3 MPa, podložené a proložené méně odolnými heterogenními vodách, což obecně potvrzuje významný vliv cementace na strukturální pevnost zemin, což potvrzuje systematizace obdobných faktografických materiálů v práci. Přítomnost silnějších půd způsobila velký rozptyl hodnot v tomto intervalu, takže jejich ukazatele nebyly zahrnuty do grafu závislosti ÓSR z hloubky, což není typické pro celý region. Pro horní část řezu je nutné poznamenat skutečnost, že rozptyl hodnot indikátoru je mnohem širší - až vysoce zhutněný (obr. 2), neboť půdy aerační zóny se často nacházejí v polo- pevné a pevné třífázové skupenství a se zvýšením jejich vlhkosti ( r=-0,47), celková kapacita vlhkosti ( r= -0,43) a stupeň nasycení vodou ( r= -0,32) strukturální pevnost klesá. Dále je zde, jak bylo uvedeno výše, možnost přechodu na konsolidaci dotvarování (a to nejen v horní části řezu). Zde je třeba poznamenat, že zeminy se strukturní pevností jsou velmi různorodé: některé mohou být ve dvoufázovém stavu nenasyceném vodou, jiné mohou mít velmi vysoký koeficient citlivosti na mechanické namáhání a tendenci k dotvarování, jiné mohou mít mají výraznou přilnavost díky cementu a jiné mohou být prostě docela silné. , zcela vodou nasycené jílovité půdy umístěné v malých hloubkách.

Výsledky studií umožnily poprvé vyhodnotit jeden z nich nejdůležitější ukazatele výchozím stavem zemin v Tomské oblasti je její strukturální pevnost, která se nad zónou provzdušňování pohybuje ve velmi širokých mezích, proto musí být na každém pracovišti před zkoušením stanovena, aby se určily fyzikální a mechanické vlastnosti zeminy. Analýza získaných dat ukázala, že změny v ukazateli OCR v hloubce pod 20-30 metrů jsou méně významné, zeminy jsou běžně zhutněny, ale při určování mechanických vlastností zemin by měla být také brána v úvahu jejich strukturální pevnost. Výsledky výzkumu se doporučuje použít při zkouškách tlakem a smykem a také pro stanovení narušeného stavu vzorků s přirozenou strukturou.

Recenzenti:

Savichev O.G., doktor geologie, profesor katedry hydrogeologie, inženýrské geologie a hydrogeoekologie ústavu přírodní zdroje Tomská polytechnická univerzita, Tomsk.

Popov V.K., doktor geologie a mineralogie, profesor katedry hydrogeologie, inženýrské geologie a hydrogeoekologie, Ústav přírodních zdrojů, Tomská polytechnická univerzita, Tomsk.

Bibliografický odkaz

Je třeba zvážit mnoho faktorů. Zvláštní pozornost by měla být věnována složení a některé jeho typy jsou schopny prověšení, když se vlhkost zvýší při namáhání vlastní vahou nebo z vnějšího zatížení. Odtud název těchto půdy - "sedání" Podívejme se dále na jejich vlastnosti.

Druhy

Uvažovaná kategorie zahrnuje:

• Sprašové půdy (písčité hlíny a spraše).
• Jíly a hlíny.
• Některé typy krycích suspenzí a hlíny.
• Velkoobjemový průmyslový odpad. Patří sem zejména popel a prach z roští.
• Půdy jílovito-hlinité s vysokou strukturální pevností.

Specifika

Na počáteční fáze stavební organizace je nutné provést studii půdního složení lokality, aby bylo možné identifikovat pravděpodobné deformací. Jejich výskyt je určena zvláštnostmi procesu tvorby půdy. Vrstvy jsou v nedostatečně zhutněném stavu. Ve sprašové půdě může tento stav přetrvávat po celou dobu její existence.

Zvýšení zatížení a vlhkosti obvykle způsobí dodatečné zhutnění ve spodních vrstvách. Protože však deformace bude záviset na síle vnější vliv zůstane nedostatečné zhutnění tloušťky vzhledem k vnějšímu tlaku převyšujícímu napětí od vlastní hmoty.

Možnost zpevnění slabých zemin se při laboratorních zkouškách zjišťuje poměrem poklesu pevnosti při navlhčení k ukazateli efektivního tlaku.

Vlastnosti

Kromě podhutnění se pokleslé zeminy vyznačují nízkou přirozenou vlhkostí, prašným složením a vysokou strukturální pevností.

Nasycení půdy vodou v jižních oblastech je obvykle 0,04-0,12. V oblastech Sibiře, střední pásmo ukazatel je v rozmezí 0,12-0,20. Stupeň vlhkosti v prvním případě je 0,1-0,3, ve druhém - 0,3-0,6.

Konstrukční pevnost

Je způsobena především adhezí cementu. Čím více vlhkosti vstupuje do země, tím nižší je pevnost.

Výsledky výzkumu ukázaly, že tenké vodní filmy mají na útvary klínový efekt. Působí jako lubrikant a usnadňují klouzání sesedacích půdních částic. Fólie zajišťují hustší balení vrstev pod vnějšími vlivy.

Přilnavost nasycená vlhkostí poklesová půda určeno vlivem síly molekulové přitažlivosti. Tato hodnota závisí na stupni hustoty a složení země.

Charakteristiky procesu

Pokles je složitý fyzikální a chemický proces. Projevuje se v podobě zhutnění půdy vlivem pohybu a hustším (kompaktnějším) uložením částic a kameniva. Díky tomu se celková pórovitost vrstev sníží na stav odpovídající úrovni provozního tlaku.

Zvýšení hustoty vede k určité změně individuální vlastnosti. Následně pod vlivem tlaku pokračuje zhutňování a podle toho se dále zvyšuje pevnost.

Podmínky

Aby došlo k čerpání, potřebujete:

• Zátěž od základu nebo vlastní hmoty, která po navlhčení překoná adhezní síly částic.
• Dostatečná úroveň vlhkosti. Pomáhá snižovat sílu.

Tyto faktory musí působit společně.

Vlhkost určuje dobu trvání deformace poklesové půdy. Obvykle se vyskytuje během relativně krátké doby. Důvodem je skutečnost, že půda je převážně ve stavu s nízkou vlhkostí.

Deformace ve stavu nasyceném vodou trvá déle, protože voda filtruje půdou.

Metody stanovení hustoty půdy

Relativní pokles je stanoven pomocí vzorků nenarušené struktury. K tomuto účelu se používá kompresní zařízení - měřič hustoty půdy. Ve výzkumu se používají následující metody:

• Jedna křivka s analýzou jednoho vzorku a jeho promočením v konečné fázi aktivní zátěže. Pomocí této metody je možné stanovit stlačitelnost zeminy při dané resp přirozené vlhkosti, stejně jako relativní tendenci k deformaci při určitém tlaku.
• Dvě křivky testující 2 vzorky se stejnou hustotou. Jeden je zkoumán při přirozené vlhkosti, druhý - v nasyceném stavu. Tato metoda umožňuje určit stlačitelnost při plné a přirozené vlhkosti, relativní tendenci k deformaci při změně zatížení z nuly na konečnou.
• Kombinovaný. Tato metoda je modifikovanou kombinací předchozích dvou. Test se provádí na jednom vzorku. Nejprve se zkoumá v přirozeném stavu do tlaku 0,1 MPa. Použití kombinované metody umožňuje analyzovat stejné vlastnosti jako metoda 2 křivek.

Důležité body

Během testování v měřiče hustoty půdy Při použití kterékoli z výše uvedených možností je nutné vzít v úvahu, že výsledky studií se vyznačují značnou variabilitou. V tomto ohledu se některé ukazatele, dokonce i při testování jednoho vzorku, mohou lišit o 1,5-3 a v některých případech o 5krát.

Takové výrazné výkyvy jsou spojeny s malou velikostí vzorků, heterogenitou materiálu v důsledku karbonátových a jiných inkluzí nebo přítomností velkých pórů. Na výsledky mají vliv i nevyhnutelné chyby ve výzkumu.

Faktory vlivu

Četné studie prokázaly, že indikátor náchylnosti půdy k poklesu závisí hlavně na:

• Tlak.
• Stupně hustoty půdy s přirozenou vlhkostí.
• Složení poklesová půda.
• Zvýšená úroveň vlhkosti.

Závislost na zatížení se promítne do křivky, podél které s nárůstem ukazatele dosáhne nejprve své maximální hodnoty i hodnota relativního sklonu ke změně. S následným zvýšením tlaku se začne blížit nule.

Tlak je zpravidla 0,2-0,5 MPa a pro sprašové jíly - 0,4-0,6 MPa.

Závislost je způsobena tím, že v procesu zatěžování sesedající půdy při přirozeném nasycení na určité úrovni začíná destrukce konstrukce. V tomto případě je pozorováno ostré stlačení bez změny nasycení vodou. Deformace při zvyšování tlaku bude pokračovat, dokud vrstva nedosáhne svého extrémně hustého stavu.

Závislost na složení půdy

Vyjadřuje se tím, že s nárůstem čísla plasticity klesá sklon k deformaci. Zjednodušeně řečeno, pro závěsy je typická větší míra konstrukční variability, pro hlínu menší. Přirozeně, aby bylo toto pravidlo splněno, musí být shodné ostatní podmínky.

Počáteční tlak

Na navrhování základů budov a konstrukcí počítá se zatížení konstrukcí na zemi. V tomto případě je určen počáteční (minimální) tlak, při kterém začíná deformace s úplným nasycením vodou. Ničí přirozenou strukturální pevnost půdy. To vede k tomu, že je narušen proces normálního zhutňování. Tyto změny jsou zase doprovázeny restrukturalizací konstrukce a intenzivním hutněním.

S ohledem na výše uvedené se zdá, že ve fázi návrhu při organizaci výstavby by měla být hodnota počátečního tlaku brána blízko nule. V praxi tomu tak však není. Uvedený parametr by měl být použit tak, aby se tloušťka vypočítala podle hlavní pravidla nepoklesnutí.

Účel indikátoru

Počáteční tlak se využívá při vývoji projektů základy na sesedacích zeminách pro určení:

• Návrhové zatížení, při kterém nedojde k žádným změnám.
• Velikost zóny, ve které dojde ke zhutnění v důsledku hmoty základu.
• Požadovaná hloubka deformace půdy nebo tloušťka půdního polštáře, zcela eliminující deformaci.
• Hloubka, od které začínají změny v půdní hmotě.

Počáteční vlhkost

Nazývá se indikátorem, kdy půdy v namáhaném stavu začínají sesedat. Při stanovení počáteční vlhkosti se za normální hodnotu považuje 0,01.

Metoda stanovení parametru je založena na laboratorních kompresních testech. Pro výzkum je potřeba 4-6 vzorků. Používá se metoda dvou křivek.

Jeden vzorek je testován při přirozené vlhkosti se zatížením na maximální tlak v oddělených fázích. Tím se půda nasákne, dokud se pokles nestabilizuje.

Druhý vzorek se nejprve nasytí vodou a poté se za kontinuálního namáčení naplní na maximální tlak ve stejných krocích.

Zbývající vzorky se zvlhčí na úrovně, které rozdělují limit vlhkosti od počátečního po úplné nasycení vodou do relativně stejných intervalů. Poté se vyšetřují v kompresních nástrojích.

Zvýšení se dosáhne nalitím vypočteného objemu vody do vzorků a jejich dalším udržováním po dobu 1-3 dnů, dokud se hladina nasycení nestabilizuje.

Deformační charakteristiky

Jedná se o koeficienty stlačitelnosti a její variability, deformační modul a relativní stlačení.

Modul deformace slouží k výpočtu pravděpodobných ukazatelů sedání základů a jejich nerovností. Zpravidla se určuje v terénu. K tomu se vzorky zeminy testují při statickém zatížení. Hodnota deformačního modulu je ovlivněna vlhkostí, úrovní hustoty, strukturní konektivitou a pevností zeminy.

S rostoucí hmotou půdy se tento ukazatel zvyšuje, s větším nasycením vodou klesá.

Koeficient variability stlačitelnosti

Je definován jako poměr stlačitelnosti při ustálené nebo přirozené vlhkosti a charakteristik půdy ve stavu nasyceném vodou.

Porovnání koeficientů získaných z pole a laboratorní výzkum, ukazuje, že rozdíl mezi nimi je nepatrný. Pohybuje se v rozmezí 0,65-2 krát. Pro praktickou aplikaci tedy postačí stanovení ukazatelů v laboratorních podmínkách.

Koeficient variability závisí především na tlaku, vlhkosti a míře jejího zvýšení. Se zvyšujícím se tlakem se indikátor zvyšuje a se zvyšováním přirozené vlhkosti se snižuje. Při úplném nasycení vodou se koeficient blíží 1.

Pevnostní charakteristiky

Jsou jimi úhel vnitřního tření a specifická adheze. Závisí na strukturální pevnosti, úrovni nasycení vodou a (v menší míře) hustotě. S rostoucí vlhkostí se adheze snižuje 2-10krát a úhel se snižuje o 1,05-1,2. S rostoucí pevností konstrukce se zvyšuje adheze.

Typy poklesových půd

Jsou celkem 2 z nich:

1. K sedání dochází převážně v deformovatelné zóně podkladu vlivem zatížení základu nebo jiného vnějšího faktoru. V tomto případě deformace způsobená jeho hmotností téměř chybí nebo není větší než 5 cm.
2. Je možný pokles půdy kvůli její hmotnosti. Vyskytuje se převážně ve spodní vrstvě tloušťky a přesahuje 5 cm.Vlivem vnějšího zatížení může dojít k sedání i v horní části v hranicích deformovatelné zóny.

Typ sedání se používá při posuzování stavebních podmínek, vypracovávání protisesuvných opatření, projektování základů, základů a stavby samotné.

dodatečné informace

Sesedání může nastat v jakékoli fázi výstavby nebo provozu stavby. Může se objevit po zvýšení počáteční poklesové vlhkosti.

Při nouzovém promáčení se půda v hranicích deformovatelné zóny propadá poměrně rychle - v rozmezí 1-5 cm/den. Po zastavení přísunu vlhkosti po několika dnech se pokles stabilizuje.

Pokud k počátečnímu máčení došlo v hranicích části deformační zóny, při každém dalším nasycení vodou dojde k sesedání až do úplného navlhčení celé zóny. V souladu s tím se bude zvyšovat se zvyšujícím se zatížením půdy.

Při intenzivním a nepřetržitém promáčení závisí pokles půdy na pohybu vrstvy vlhkosti směrem dolů a vytvoření zóny nasycené vodou. V tomto případě sesedání začne, jakmile vlhčící čelo dosáhne hloubky, ve které půda klesá svou vlastní vahou.

Základní pojmy kurzu. Cíle a cíle kurzu. Složení, struktura, stav a fyzikální vlastnosti půdy.

Základní pojmy kurzu.

Mechanika půdy studuje fyzikální a mechanické vlastnosti zemin, metody výpočtu napjatosti a deformací základů, hodnocení stability zemních hmot a tlaku zeminy na konstrukce.

Přízemní se vztahuje na jakoukoli horninu používanou ve stavebnictví jako základ stavby, prostředí, ve kterém je stavba postavena, nebo materiál pro stavbu.

Skála nazýváme přirozeně vytvořený soubor minerálů, který se vyznačuje složením, strukturou a texturou.

Pod složení implikovat seznam minerálů, které tvoří horninu. Struktura- jedná se o velikost, tvar a kvantitativní poměr částic tvořících horninu. Textura– prostorové uspořádání půdních prvků, které určuje její strukturu.

Všechny půdy se dělí na přírodní – vyvřelé, sedimentární, metamorfované – a umělé – zhutněné, fixované v přirozeném stavu, objemné a aluviální.

Cíle kurzu mechaniky zemin.

Hlavním cílem kurzu je naučit studenta:

Základní zákony a základní principy mechaniky zemin;

Vlastnosti zemin a jejich charakteristiky - fyzikální, deformační, pevnostní;

Metody výpočtu napjatého stavu zemního masivu;

Metody výpočtu pevnosti a sedání zeminy.

Složení a struktura půd.

Půda je třísložkové médium skládající se z pevné, kapalné a plynné Komponenty. Někdy jsou izolovány v zemi biota- Živá hmota. Pevné, kapalné a plynné složky jsou v neustálé interakci, která se aktivuje v důsledku konstrukce.

Částice půdy se skládají z horninotvorných minerálů s různými vlastnostmi:

Minerály jsou vůči vodě inertní;

Minerály jsou rozpustné ve vodě;

Jílové minerály.

Kapalina složka je přítomna v půdě ve 3 stavech:

Krystalizace;

Příbuzný;

Volný, uvolnit.

Plynný složkou v nejsvrchnějších vrstvách půdy je atmosférický vzduch, níže - dusík, metan, sirovodík a další plyny.

Struktura a textura půdy, strukturální pevnost a vazby v půdě.

Souhrn pevných částic tvoří kostru půdy. Tvar částic může být hranatý nebo kulatý. Hlavní charakteristikou půdní struktury je známkování, který ukazuje kvantitativní poměr frakcí částic různých velikostí.

Textura půdy závisí na podmínkách jejího vzniku a geologické historii a charakterizuje heterogenitu tloušťky půdy ve formaci. Existují následující hlavní typy složení přírodních jílovitých půd: vrstvené, souvislé a složité.

Hlavní typy strukturálních spojení v půdách:

1) krystalizace spojení je vlastní kamenitým půdám. Energie krystalických vazeb je úměrná intrakrystalické energii chemická vazba jednotlivé atomy.

2)koloidní voda vazby jsou určeny silami elektromolekulární interakce mezi minerálními částicemi na jedné straně a vodními filmy a koloidními obaly na straně druhé. Velikost těchto sil závisí na tloušťce filmů a slupek. Vodo-koloidní vazby jsou plastické a reverzibilní; s rostoucí vlhkostí rychle klesají na hodnoty blízké nule.