БУГРОВ Александр Константинович - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой "Подземные сооружения, основания и фундаменты" (ПСОиФ) СПбГТУ, член РНКМГиФ, чл.-корр. ПАНИ, зам. председателя ГЭКК ОФиПС при Правительстве С.-Петербурга.
Основное направление научной деятельности - разработка методов расчета НДС оснований, в том числе с подземными выработками, проектирование фундаментов, подземных сооружений в сложных инженерно-геологических условиях, включая проведение реконструкции сооружений и работ по усилению оснований. Автор 160 работ, включая 2 монографии, и более 10 учебно-методических пособий, включая разделы учебника.
ЗИНОВЬЕВА Людмила Григорьевна - кандидат технических наук, старший научный сотрудник каф. ПСОиФ.
Основные направления научной деятельности - разработка численных методов решения геотехнических задач и их программная реализация. Автор 15 опубликованных работ.
ПИРОГОВ Игорь Алексеевич - кандидат геолого-минералогических наук, профессор каф. ПСОиФ, член ПАНИ.
Основные направления научной деятельности - исследование свойств грунтов оснований сооружений, методика выполнения инженерно-геологических изысканий, оценка инженерно-геологических условий проектируемых и строящихся сооружений. Автор 60 опубликованных работ.
Исследования слабых глинистых грунтов, залегающих в основании сооружений защиты С.-Петербурга от наводнений, выполненные сотрудниками СПбГАСУ и СПбГТУ [1 - 3], представляют несомненный интерес для научного обоснования методов решения геотехнических проблем, связанных как с новым строительством, так и проведением реконструкционных работ в С.- Петербурге и Северо-Западном регионе. Настоящая статья дополняет работу [4] в части детального анализа результатов полевого и расчетного мониторинга порового давления (консолидации) в недренированном (полигон №1) и дренированных (№2 - 4) основаниях, выполненного кафедрой ПСОиФ СПбГТУ на специально организованных на защитных сооружениях полигонах.
Данные о полигонах, их размещении в пределах комплекса защитных сооружений, геологическом строении основания, использованной контрольно-измерительной аппаратуре (КИА), последовательности загружения полигонов и другие сведения приведены в [3,4]. Подчеркнем уникальность проведенных комплексных полевых исследований. В частности, каждый из 4-х полигонов имел в плане размеры 45х90 м, глубины установки КИА и искусственного дренирования основания составляли не менее 20 м, т.е. в эксперименты были вовлечены грунты объемом ~80 тыс. м3, а общая продолжительность работ, включая наблюдения и измерения, составила почти 10 лет.
Для измерения порового давления использовались струнные датчики ДДС-ЗП (максимальное измеряемое давление 0,3 МПа). Для получения надежной информации в большинстве измеряемых точек создавалась жесткая cвязка из двух датчиков. Датчики заключались в песчаную ванну с марлевой многослойной оболочкой, после чего погружались в сосуд с водой для водонасыщения и удаления воздуха. В предварительно пробуренной скважине устраивали песчаную подушку, в которую и погружали датчики. После этого производился тампонаж скважины пастой из смеси грунта основания с порошком бентонита. По данным СПбГТУ коэффициент фильтрации приготовленной пасты был меньше, чем суглинков основания. Показания датчиков снимали с помощью цифрового периодометра.
Дренирование оснований полигонов №2 и №4 осуществлялось после установки КИА, а полигона №3 - вопреки проекту проведения исследований - до ее установки. Для вертикального дренажа глинистых грунтов использовались ленточные дрены сечением 100х5 мм с пластмассовым сердечником, обернутым синтетическим фильтрующим материалом. Погружение дрен осуществлялось установкой "Soil Mec" (Италия), размещенной на базе крана ДЭК-50. На полигоне №2 дрены погружались до абсолютной отметки минус 19 м, на полигонах №3 и №4 - до минус (21...23) м (отметка воды в заливе 0,00 м).
Загрузка полигонов осуществлялась нагрузочными песчаными насыпями, отсыпаемыми поэтапно. Продолжительность загрузки полигона №1 составила 5 мес., полигонов №2 и 3 соответственно 2,2 и 5 мес. На полигоне №4 выполнен только первый и единственный этап нагружения. Подробная последовательность и продолжительность работ на опытных полигонах приводится в [3, 4].
Обратимся к результатам измерений давлений в поровой воде и их анализу. Все датчики порового давления, установленные на полигонах №1, 2 и 3 на разных глубинах в слоях №24, 25, 22, 26 (см. геологический разрез в [4]) сразу же после их постановки (при отсутствии нагрузочной насыпи) зафиксировали гидростатическое давление. На полигоне №1 (без дрен) нагрузочная насыпь отсыпалась в три слоя. Отсыпка каждого слоя неизменно вызывала практически мгновенное возрастание порового давления, причем величины его приращений по разным датчикам составляли от 88 до 100% от величины нагрузки данного этапа. После окончания нагружения рассеивание порового давления продолжалось в течение примерно 10 мес. В последующие 5 лет наблюдений фиксировались колебания величины порового давления с тенденцией незначительного его возрастания.
На полигоне №2 (шаг дрен 2,1 м) с момента установки КИА до этапа дренирования сначала в течение двух месяцев отмечалось незначительное падение порового давления, затем в течение 1,75 года все датчики фиксировали давление, равное гидростатическому. Дальнейший ход изменения порового давления, охватывающий наиболее интересные этапы - дренирование и загрузку полигона по наиболее глубоко установленным датчикам в слоях 25 и 22 показан на рис.1. Устройство дрен вызвало интенсивное возрастание порового давления, рассеивавшегося на 80 - 100% за 15 - 20 сут. Величины "всплесков" порового давления от погружения дрен оказались различными для датчиков, установленных на разных глубинах. Так, на отметках -9,0 . .. -10,5 м в слое 24 скачок давления DU составил 20 - 25 кПа, на отметках -16,5 . . . -19,0 м в слоях 25 и 22 DU = 45 . . . 75 кПа. Каждая из четырех ступеней нагружения также незамедлительно вызывала приращения показаний датчиков порового давления. Величина приращения составила DU = 0,30q1 в слое 24, DU = 0,50q1 - в слое 25 от первой ступени нагружения q1 = 18,2 кПа, для четвертой ступени нагружения q4 = 17,9 кПа соответственно получено DU = 0,33q4 и DU = 0,35q4. После практически полного рассеивания порового давления через 7 мес. по окончании нагружения на полигоне №2 также наблюдалось явление, аналогичное отмеченному на полигоне №1: в течение последующих четырех лет зафиксированы в отдельные периоды времени небольшой рост поровых давлений и сохранение постоянства давлений в другие периоды.
Рис. 1. Показания датчиков порового давления, установленных в основании полигона № 2: 1- в слое 22 на абсолютной отметке -18,7м; 2- в слое 22 на отметке -16,5м; 3- в слое 25 на абсолютной отметке -17,0м
Результаты замеров порового давления на полигоне №3 (шаг дрен 3,6 м) в целом подтвердили данные, полученные на полигоне №2.
На полигоне №4 отсыпка первичной насыпи для выхода ее верха на отметки выше 0,00 м (Н = 8 м, q =112 кПа) осуществлена в 1987 - 1988 гг., установка КИА - в июле 1990 г., устройство дрен - в сентябре 1990 г. В основании этого полигона на отметках до - 11 м (слой 24) датчики до дренирования фиксировали гидростатическое давление, а на отметках - 11 . . - 16 (слои 25, 25д) - гидростатическое плюс избыточное давление от веса первичной насыпи, остававшееся практически неизменным до момента дренирования. В результате выполненного дренирования (шаг дрен 3 м) началось понижение избыточных поровых давлений, причем на начальном этапе понижение было достаточно резким, а в последующем шло с постепенным затуханием. Понижение избыточного порового давления за 4,5 мес. (к моменту загрузки основания слоем насыпи) произошло в слое 24 - на 22%, 25д - на 32%, 25 - на 65%.
В январе 1991 г. была осуществлена загрузка основания полигона единственным слоем песчаной насыпи толщиной 2,15 м. На приложенную нагрузку q = 30 кПа датчики четко отреагировали, фиксируя повышение давлений в поровой воде (рис. 2). Прирост поровых давлений в среднем по слоям составил: в слое 24 -20%, в слое 25д - 46%, в слое 25 - 14,5% от q. Большая влажность и текучее по консистенции состояние грунта слоя 25д закономерно обуславливают появление здесь наибольших избыточных поровых давлений. Падение поровых давлений, вызванных нагрузкой q, началось сначала довольно интенсивно, но затем замедлилось. По данным измерений в июле 1993 г., т.е. через 2,5 года после загрузки, грунты основания полигона №4 продолжали уплотняться. Наблюдениями 1995 г. фиксировалось небольшое поровое давление в слоях 25, 25д, остававшееся практически постоянным во времени.
Рис. 2. Эпюры избыточного порового давления в основании полигона № 4 до (1) и после (2) загрузки; 24, 25Д, 25 - слои грунтов
Обобщение результатов наблюдений за поровым давлением в основаниях дренированных полигонов №2 - 4 при их нагружении позволяет представить процесс изменения его во времени тремя последовательными этапами. Первый этап - быстрый ("мгновенный") подъем порового давления при нагружении основания; второй - падение давления, сначала интенсивное (в течение 10 - 30 суток), затем медленное (в течение нескольких месяцев) до уровня, несколько превышающего гидростатический. Третий этап характеризуется длительным сохранением постоянства достигнутого порового давления, иногда сопровождающимся незначительным его ростом в отдельные промежутки времени. Заметим, что аналогичный характер процесса консолидации был получен при дренировании многослойного заторфованного основания площадки у пос. Ольгино (Ленинградская область) [5].
Анализ наблюдавшегося в опытах постоянства порового давления (или незначительного повышения его) на последнем (третьем) этапе процесса консолидации позволяет определить следующие наиболее вероятные причины этого, пока недостаточно исследованного, явления. Возможно, это связано с образованием на поверхности песчаного "мешка", в котором находятся датчики, непроницаемой глинистой корки, превращающей "мешок" в замкнутую емкость, даже незначительное деформирование которой вызывает появление избыточного порового давления в полости "мешка". Другими возможными причинами сохранения остаточного порового давления могут быть: явление "запирания" длинных геодрен вследствие уплотнения и кольматации грунта вокруг них [5]; наличие у природных грунтов "начального" градиента напора, который не всегда удается выявить в лабораторных экспериментах [6].
На полигоне №1 (дрен нет) отсыпка каждого из трех слоев нагрузочной насыпи вызвала осадки пылевато-глинистой толщи, протекающие с весьма малыми скоростями (наибольшая начальная скорость осадки была от второго пригрузочного слоя 0,6 мм/сут). Суммарная осадка кровли пылевато-глинистой толщи к концу 1992 г (т.е. через 5 лет после окончания нагрузки) составила 60 мм. Процесс чрезвычайно медленного уплотнения пылевато-глинистых грунтов основания полигона №1 согласно изложенному растянется на длительное время.
На полигонах №2 (шаг дрен 2,1 м) и №3 (шаг дрен 3,6 м) отсыпка каждого из четырех слоев нагрузочной насыпи вызывала последовательное возрастание скоростей осадок. Начальная скорость осадки при отсыпке четвертого слоя составила 3,6 мм/сут на полигоне №2 и 3,3 мм/сут на полигоне №3. На полигоне №2 к концу 1990 г (через два года после приложения нагрузки) осадка кровли пылевато-глинистых грунтов достигла 370 мм, на полигоне №3 к концу 1990 г. (через 2,5 года после приложения нагрузки) осадка кровли составила 390 мм, а к концу 1992 г - 412 мм. В последние годы наблюдений (1992 - 1995 гг) осадка кровли пылевато-глинистой толщи продолжалась со скоростью 10 - 20 мм/год. Сравнение осадок на полигонах №2 и 3 с полигоном №1 показывает, что за счет дренирования осадки увеличились в 6,6 - 7,4 раза, что свидетельствует о высокой эффективности геодрен.
Расчетное определение основных параметров дренирования - шага и глубины погружения дрен - должно базироваться на теории консолидации (уплотнения) механики грунтов [6]. В практике проектирования и сейчас часто ограничиваются использованием приближенных решений этой теории, в которых в рамках осесимметричной задачи расчету подвергается фрагмент основания с одной цилиндрической дреной на вертикальной оси симметрии фрагмента [7]. Применение таких решений к многослойному основанию из сильносжимаемых анизотропных грунтов, пронизанных дренами, приводит к погрешностям, которые могут быть значительными и неподдающимися оценке. Все это определило необходимость решения задачи консолидации для реальных схем неоднородных дренируемых оснований, которое к началу проектирования защитных сооружений еще отсутствовало. Разработки по решению отмеченной задачи начались на кафедре "Подземные сооружения, основания и фундаменты" СПбГТУ под руководством проф., доктора технических наук П.Л. Иванова в 1977 г.
В качестве исходной при решении задач консолидации была принята "основная расчетная модель" В.А. Флорина, сформулированная им в 1948 г. [8]. В рамках этой модели решено огромное число содержательных задач консолидации, накоплен большой опыт ее применения и определения характеристик грунтов, необходимых для расчетов. Как известно, при использовании "основной расчетной модели" расчет консолидации сводится к решению дифференциального уравнения параболического вида в частных производных, включающего одно неизвестное - напор H или давление U в поровой воде. Для решения уравнения уплотнения многослойного, анизотропного, дренируемого основания, сильносжимаемые грунты которого характеризуются нелинейными зависимостями параметров от напряженного состояния, принят интегро-интерполяционный конечно-разностный метод (МКР) при аппроксимации частных производных уравнения разностными отношениями по явной схеме. Метод позволяет построить однородную консервативную схему сквозного счета, пригодную для решения уравнения консолидации с разрывными коэффициентами по одним и тем же формулам без явного выделения точек или линий разрывов коэффициентов. Модификация МКР, предложенная авторами, позволяет достаточно просто учесть произвольное количество зон неоднородности в теле сооружения и основания со своими физико-механическими характеристиками, а также изменять сетку разбиения в соответствии с деформацией грунта в процессе уплотнения (аналог МКЭ). При этом сохраняются все преимущества МКР (отсутствие необходимости сохранения громоздких матриц жесткости и демпфирования, а также операций с ними), что позволяет не упрощать чрезмерно рабочую схему.
По изложенному алгоритму разработан пакет прикладных программ (ППП) численного расчета консолидации на ЭВМ как в плоской, так и в объемной постановке [9]. Процесс уплотнения основания с вертикальными дренами рассматривается как частный случай пространственной задачи, при решении которой дрены учитываются как каналы (полости) с малым или нулевым сопротивлением движению воды. В варианте приближенного расчета программа для ЭВМ предусматривает замену ленточной дрены эквивалентной (по величине периметра поперечного сечения) цилиндрической песчаной дреной. Такая замена была предложена В. Келлманом в 1948 г и до сих пор широко используется в расчетах, особенно за рубежом. Однако эта замена не обеспечивает учета особенностей работы ленточной дрены, у которой ширина поперечного сечения многократно превышает толщину. Одна из программ разработанного пакета позволяет при уточненных расчетах включать реальную ширину ленточной дрены в расчетную область. Обеспечивается такое включение путем локального сгущения сетки в области дрены. Введением специального аналитического преобразования осуществлен переход от неравномерной сетки к равномерной и наоборот, что существенно повышает точность решения задачи. Программный комплекс помимо расчета консолидации обеспечивает расчеты на ЭВМ осадок и устойчивости основания во времени с учетом нестабилизированного напряженного состояния, найденного из решения задачи консолидации.
Программный комплекс по расчету консолидации использовался на различных этапах проектирования и строительства защитных сооружений. В частности, была выполнена оценка величины шага ленточных дрен в плане, необходимого из условия обеспечения 85 - 90% степени консолидации оснований дамб Д-2, Д-3 за 1,5 - 2 года после их возведения до проектной отметки. В расчетах принималось, что дрены прорезают слои 24, 25, 25д с расположением их дна в слое 26 или 22 основания. Обобщением многочисленных расчетов, выполненных при различных наблюдавшихся в опытах значениях параметров свойств грунтов, было получено, что указанная степень консолидации обеспечивается при шаге дрен в диапазоне 2 - 4 м. В этих расчетах учитывались анизотропия, нелинейная деформируемость и другие особенности свойств грунтов, отмеченные выше.
Нелинейная модель грунта учитывает явление "запирания" дрены: вблизи дрены процесс консолидации идет быстрее, чем во всей расчетной области, в результате образуются зоны уплотненного грунта с малой проницаемостью, влияющие на скорость протекания процесса консолидации во всей области. Расчетный анализ явления "запирания" дрены позволил сделать ряд практических выводов. В частности, если для назначения параметров дренирования используются зависимости, отвечающие линейной модели, то в них необходимо принимать значения фильтрационных характеристик грунта, соответствующие его уплотненному состоянию, тем самым, косвенно учитывая эффект "запирания" дрены.
В работах отечественных и зарубежных авторов уделено достаточно много внимания выбору аналитических нелинейных аппроксимаций экспериментальных зависимостей е(s) и k(е). Однако, расчеты показали, что на скорость протекания процесса консолидации оснований (особенно дренированных) существенно влияет не только вид зависимостей е(s) и k(е), но и аналитическая аппроксимация экспериментальных зависимостей для их производных de/ds и dk/de в заданном диапазоне напряжений, так как эти величины в явном или неявном виде входят в коэффициенты нелинейных уравнений консолидации. Так было показано, что характер нелинейного изменения коэффициентов фильтрации и пористости при одинаковых начальных и конечных значениях этих величин в заданном диапазоне изменения напряжений существенно влияет на величину расчетной скорости протекания процесса консолидации.
В основании защитных сооружений толща малопроницаемых водонасыщенных грунтов (слои 25, 25д) подстилается слоем грунта с более высоким коэффициентом фильтрации (слои 26, 22). Для подобных многослойных оснований вертикальное дренирование наиболее эффективно; без дренирования скорость уплотнения нижележащего слоя определяется, в основном, скоростью консолидации грунта верхнего слоя, имеющего меньший коэффициент фильтрации, т.е. имеет место "запирание" нижнего слоя верхним. В случае вертикального дренирования многослойного основания каждый слой имеет возможность консолидироваться практически независимо за счет горизонтальной фильтрации. Для таких оснований целесообразным становится устройство вертикальных дрен разной длины, что позволит снизить стоимость уплотнения обширной в плане территории.
Данные натурных наблюдений на полигонах были использованы для сравнения с результатами расчетов (1993 - 95 гг) оснований полигонов. В отличие от ранее выполненных, новые расчеты осуществлены для реальных величин шага и глубины погружения дрен, с учетом последовательности отсыпки нагрузочной насыпи, особенностей геологического строения и свойств грунтов основания каждого полигона [2, 3]. На основе расчетов и наблюдений построены графики, характеризующие изменение во времени порового давления в слоях 24, 25, 25д и осадки кровли глинистых грунтов (рис. 3). Отмечается удовлетворительное согласование расчетных и опытных результатов, что говорит об эффективности и высокой точности принятой модели консолидации и разработанного пакета прикладных программ.
Рис. 3. Изменение порового давления (а) в слое 25 и осадки (б) кровли пылевато-глинистых грунтов в основании полигона № 2 во времени по данным нвтурных наблюдений (1) и расчета (2)
ЛИТЕРАТУРА
1. Натурные исследования поведения слабых пылевато-глинистых грунтов основания дамбы в целях управления процессом их консолидации. П.Л. Иванов, А.В. Голли, Л.Ш. Горелик, И.А. Пирогов, А.А. Кисляков, А.Г. Шашкин. - Материалы научно-техн. семинара "Использование натурных наблюдений для совершенствования проектирования фундаментов и изысканий в условиях слабых грунтов". Л., ЛДНТП, 1989.
2. Бугров А.К., Голубев А.И. Анизотропные грунты и основания сооружений. СПб, "Недра", 1993.
3. Бугров А.К., Голли А.В., Каган А.А., Кураев С.Н., Пирогов И.А., Шашкин А.Г. Натурные исследования напряженно-деформированного состояния и консолидации оснований сооружений комплекса защиты Санкт-Петербурга от наводнений. - Основания, фундаменты и механика грунтов, №1, 1997.
4. Голли А.В., Шашкин А.Г. Мониторинг напряженно-деформированного состояния слабых глинистых грунтов. - Реконструкция городов и геотехническое строительство, №1, 2000.
5. Коновалов П.А., Гончаров В.Г., Платонов Ю.Н., Зехниев Ф.Ф. Результаты исследований процесса консолидации дренированных многослойных заторфованных оснований. - Основания, фундаменты и механика грунтов, №5, 1993.
6. Иванов П.Л. Грунты и основания гидротехнических сооружений. Механика грунтов. М., "Высшая школа", 1991.
7. Рекомендации по предпостроечному уплотнению слабых водонасыщенных грунтов временной нагрузкой с применением ленточных дрен. М., НИИОСП, 1985.
8. Флорин В.А. Теория уплотнения земляных масс. М. Стройиздат, 1948.
9. Зиновьева Л.Г. Консолидация оснований с учетом переменности характеристик грунтов в условиях дренирования и переменных нагрузок. - Автореферат диссертации канд.техн.наук. Л., 1989.