Влияние устройства стены в грунте на изменение напряженно-деформированного состояния окружающего массива грунта

Во Введении обоснована актуальность темы исследований, приведена общая
характеристика работы.
Первый раздел содержит аналитический обзор современного состояния вопроса о
влиянии устройства стены в грунте на изменение напряженно-деформированного состояния окружающего массива грунта.
Основным методом оценки изменения НДС грунтового массива от устройства стены в грунте в настоящее время является численное моделирование. Данное моделирование, как правило, осуществляется путем удаления грунта из траншеи и заменой его нагрузкой, приложенной к стенкам и дну траншеи (рисунки 1 и 2).
Рисунок 1 – Этапы моделирования устройства захватки стены в грунте (основной метод на настоящий момент)
Нагрузка на стадии откопки траншеи рассчитывается по гидростатическому закону с учетом удельного веса суспензии. Для определения давления свежего бетона на стенки траншеи наиболее часто используется билинейная зависимость, предложенная M.L. Lings с соавторами:
= бетон × h при h ≤ hкрит , (1) бентонит × h + бетон − бентонит × hкрит при h > hкрит
где σ – давление свежего бетона на стенки траншеи, кН/м2; γбетон – объемный вес бетонной смеси, кН/м3; γбентонит – объемный вес глинистого раствора, кН/м3; hкрит – критическая глубина бетонирования, м; h – глубина ниже уровня верха стены в грунте, м.
Согласно данной зависимости, давление бетона на стенки траншеи до определенной глубины, называемой критической, является гидростатическим. Ниже критической глубины давление бетонной смеси на стенки траншеи продолжает линейно возрастать, но с меньшей

скоростью, зависящей от плотности глинистого раствора (на каждый метр глубины давление на стенку траншеи возрастает на величину γбентонит х 1 м). Фактически данная билинейная зависимость соответствует максимальному горизонтальному давлению свежего бетона и не
учитывает его уменьшение с течением времени.
Рисунок 2 – Численное моделирование устройства стены в грунте при помощи нагрузок
Основным недостатком данной методики является отсутствие учета таких факторов, как скорость бетонирования захватки и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени.
Основной сферой практического применения оценки влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта в настоящее время являются технологические осадки. Существенно меньшее внимание уделяется влиянию рассматриваемого изменения НДС на расчет распорных и ограждающих конструкций котлована, расчет которых часто выполняется классическими методами, основанными на теории предельного равновесия или численными методами, но без моделирования процесса устройства стены в грунте. При таком подходе остается неучтенным влияние устройства стены в грунте на горизонтальные напряжения, действующие в грунтовом массиве до начала экскавации грунта из котлована, историю нагружения грунта, предшествующую данной экскавации, и жесткостные характеристики грунтов.

Основные результаты существующих исследований по влиянию изменения НДС
грунтового массива при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций представлены в таблице 1.
Таблица 1 – Основные результаты существующих исследований по влиянию изменения НДС грунтового массива при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций
Первый автор, год
Преобла- дающий тип грунтов
Вновь возводимая конструкция
Влияние изменения НДС при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимой конструкции
M. J. Gunn, 1993
Сильнопе- реуплотнен- ные глины (K0=2)
Стена в грунте (консольная и с распоркой вверху)
Уменьшение изгибающих моментов
Стена в грунте
Увеличение горизонтальных перемещений и изгибающих моментов
No п/п
2
4
R. Schäfer, 2006
R. Conti, 2012
Нормально и слабопере- уплотненные глины (OCR= 1,05…1,8)
Пески
Распорки (5 ярусов)
Стена в грунте
Распорки (1 ярус)
Увеличение продольных усилий (особенно в верхних ярусах) Увеличение горизонтальных перемещений и изгибающих моментов
Увеличение продольных усилий
S. Burlon, 2013
Глины (K0=0,5…1)
Консольная стена в грунте
Увеличение горизонтальных перемещений
Следует отметить, что в существующих работах на рассматриваемую тематику не учитывается уменьшение давления свежего бетона с течением времени. С учетом этого результаты, полученные в данных работах, нуждаются в ревизии.
Второй раздел посвящен обобщению и анализу накопленного эмпирического материала по деформациям грунтового массива в результате устройства стены в грунте.
В результате анализа результатов инклинометрических измерений (8 объектов, 17 инклинометров) выявлены основные закономерности горизонтальных деформаций грунтового массива при устройстве стены в грунте.
Собрана база данных по технологическим осадкам (рисунок 3), имеющая следующие основные количественные характеристики: точки наблюдения – 319 штук, рассмотренные различные объекты – 23 штуки, диапазон измеренных технологических осадок – от 0 до 27 мм.
Для оценки влияния инженерно-геологических условий (далее ИГУ) на технологические осадки выполнена типизация данных условий для объектов, представленных в базе данных:
1) ИГУ-1. Инженерно-геологический разрез до глубины 20 м представлен дисперсными грунтами (от песков до глин в любой комбинации), глинистые грунты c высокой
деформируемостью и сильнопереуплотненные глины отсутствуют или их присутствие в разрезе
несущественно.
2) ИГУ-2. Инженерно-геологический разрез до глубины 20 м представлен дисперсными
грунтами, среди которых преобладают глинистые грунты c высокой деформируемостью.
3) ИГУ-3. Инженерно-геологический разрез до глубины 20 м представлен дисперсными
грунтами, среди которых преобладают сильно переуплотненные твердые глины.
В представленной типизации к глинистым грунтам c высокой деформируемостью относятся глинистые грунты со средними значениями (рассчитываются до глубины 20 м) модуля деформации менее 11 МПа и/или недренированной прочности менее 40 кПа. К сильнопереуплотненным твердым глинам – твердые глины с коэффициентом бокового
давления в диапазоне от 1,5 до 2.
Максимальные значения технологических осадок, при исключении ряда выбросов,
неплохо аппроксимируются экспоненциальной кривой. Учитывая эти особенности рассматриваемых эмпирических данных, предлагаются следующие формулы для оценки максимальных (при отсутствии аварийных ситуаций) технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях:
= 14,76 , !”# (2); = 32,64 , “&# (3); = 12,17 , ‘ # (4).
1) Для ИГУ-1:
2) Для ИГУ-2:
3) Для ИГУ-3:
где s – технологическая осадка от устройства стены в грунте, мм; x – расстояние от стены в грунте, м.
Аппроксимирующие экспоненциальные кривые для ИГУ-1…ИГУ-3 приведены на рисунке 3. Сопоставление экспоненциальных кривых между собой представлено на рисунке 4. Как видно из данного рисунка, максимальные технологические осадки соответствуют второму типу инженерно-геологических условий.
Результаты корреляционно-регрессионного анализа, выполненного на основе собранной базы данных, свидетельствуют о слабой корреляции между технологическими осадками и глубиной стены в грунте (коэффициент детерминации для всех моделей меньше 0,002).
В собранной базе данных по технологическим осадкам основная часть опытных данных (82%) относится к глинистым грунтам c высокой деформируемостью (ИГУ-2), для которых характерны наибольшие значения технологических осадок. С учетом этого выполнен квантильный регрессионный анализ для второго типа инженерно-геологических условий (выбор квантильной регрессии обусловлен гетероскедастичностью исходных данных). Основные результаты выполненного регрессионного анализа представлены на рисунке 5.
16 14 12 10
8 6 4 2 0
ИГУ-1
Аппроксимирующая кривая макс. технолог. осадок
Москва, Турецкий торговый центр
Москва, Манеж
Москва, Фонд федерального имущества
Москва, Многофункциональ- ный комплекс
Москва, Культурно-деловой центр
Бостон, South Cove Каир
0 5 10 15 20 Расстояние от края стены в грунте, м
35
25
15
5
ИГУ-2
Аппроксимрующая кривая макс. технолог. осадок Сингапур, Lot One Shoppers’ Mall
Сингапур, Jurong Point Сингапур, Capital Tower Сингапур, Raffies hotel Сингапур, Post Center
Санкт-Петербург, Зоологический пер., д. 2-4 Санкт-Петербург, набер. реки Мойки, д. 74
Сучжоу, станция метро
Осло, Studenterlunden
0 10 20 30 40 50 60
Расстояние от края стены в грунте, м
12 10 8 6 4 2 0
ИГУ-3
Лондон, New Palace Yard Англия, Reading
Лондон, East of Falloden way Лондон, A406/A10 Junction Лондон, Aldersgate
Лондон, Minster Court Лондон, Walthamstow
Апроксимирующая кривая макс. техн. осадок
0 10
Расстояние от края стены в грунте, м
20 30 40 50
Рисунок 3 – Данные по технологическим осадкам для ИГУ-1…ИГУ-3
Технологическая осадка, мм Технологическая осадка, мм Технологическая осадка, мм
35
25
15
5
0 20 40 60
Расстояние от края стены в грунте, м ИГУ-1 ИГУ-2 ИГУ-3
Рисунок 4 – Сопоставление экспоненциальных кривых для оценки максимальных технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях
Рисунок 5 – Результаты квантильного регрессионного анализа эмпирических данных по технологическим осадкам для глинистых грунтов c высокой деформируемостью (ИГУ-2)
Для автоматизации квантильного регрессионного анализа написана программа на языке Python 3, использующая математические библиотеки NumPy и Statsmodels.
В результате квантильного регрессионного анализа не выявлено существенного различия между максимальными технологическим осадками фундаментов существующих зданий (дополнительная нагрузка 150-210 кПа) и грунтовой поверхности свободной от застройки.
В разделе 3 выполнен сопоставительный анализ имеющихся опытных данных по горизонтальному давлению свежего бетона при бетонировании различных конструкций: захватки стены в грунте (10 захваток на 8 объектах), буронабивные сваи на опытной площадке Загорской ГАЭС (4 штуки), монолитные конструкции, бетонируемые в опалубке (24 штуки). Основные результаты данного анализа представлены в таблице 2. Какого либо теоретического объяснения отличия результатов для различных конструкций в настоящее время не представлено.
На основе данного анализа выдвинута гипотеза, объясняющая результаты мониторинга остаточного давления свежего бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте. Согласно данной гипотезе, остаточное горизонтальное давление свежего бетона, наблюдаемое на различных объектах при устройстве стены в грунте, равняется сумме активного давления, действующего на бетон со стороны окружающего грунтового массива, и порового давления воды и может быть рассчитано по следующей формуле:
h ()* = + + , = -+ h − 2./-+ + ,, (5) где σ(h)min – остаточное горизонтальное давление бетона на стенки траншеи на заданной глубине h ниже уровня поверхности земли, кН/м2; σa – активное давление грунта, кН/м2; u –
Технологическая осадка, мм
поровое давление воды, кН/м2; Ka – коэффициент активного давления, рассчитываемый по формуле (6); γ – удельный вес грунта, принимаемый во взвешенном состоянии для водонасыщенных грунтов, кН/м3; h – глубина ниже уровня поверхности земли, м; c – удельное сцепление грунта,
кН/м2.
Таблица 2 – Сопоставительный анализ опытных данных по давлению свежего бетона
No п/п
2
* Сваи бетонировались насухо.
Бетонируемая конструкция
Буронабивные сваи на Загорской ГАЭС*
Остаточное горизонтальное давление свежего бетона
Небольшое остаточное давление, определяемое из условия реализации “эффекта силоса”
Стены и колонны, бетонируемые в опалубке
Равно нулю
Стена в грунте траншейного типа
Cущественное остаточное давление (приблизительно равно давлению глинистого раствора на стадии откопки траншеи – эмпирический подход C.M. Loreck)
Формула для определения коэффициента активного давления:
-+ =01 245°−567 (6)
Указанная гипотеза обоснована путем сравнения с опытными данными (5 опытных захваток стены в грунте на 4 различных объектах). Пример данного сравнения представлен на рисунке 6.
В результате анализа опытных данных по 8 захваткам стены в грунте (рисунок 7) получена линейная зависимость для определения критической глубины бетонирования (м) в зависимости от скорости бетонирования:
Нкрит(V) =αV+1,78, (7) где α – эмпирический коэффициент, равный 0,85 ч;
V – средняя скорость бетонирования стены в грунте, м/час.
Данная зависимость позволяет существенно повысить точность определения критической глубины бетонирования по сравнению с эмпирическим подходом M.L. Lings с соавторами, согласно которому данная глубина принимается равной 1/3 глубины стены в грунте. Реальные значения критической глубины колеблются в широких пределах от 0,14 до 0,57Н (H – глубина стены в грунте), в большинстве случаев существенно отклоняясь от предложенного M.L. Lings с соавторами значения равного 0,33Н.
0 10 20 30 40 50
0 100 200
300 400 500
Расчетное остаточное горизонтальное давление бетона
Гидростатическое давление глинистого раствора (γглин=10,65 кН/м3)
Мониторинг
Давление, кН/м2
Рисунок 6 – Сравнение расчетного остаточного горизонтального давления бетона с результатами мониторинга для опытной захватки No34 стены в грунте в Роттердаме
20 15 10
0
0 5 10 15 20
Средняя скорость бетонирования V, м/час
y = 0.854x + 1.7844 R2 = 0.7783
Мониторинг
Линейная аппроксимация
Рисунок 7 – Зависимость критической глубины от средней скорости бетонирования стены в грунте по опытным данным
С учетом полученных результатов исследований разработана методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта. Предлагаемая методика заключается в следующем. Моделирование устройства захватки стены в грунте осуществляется численным методом в трехмерной постановке задачи путем удаления грунта из траншеи и заменой его нагрузкой, приложенной к стенкам и дну траншеи и соответствующей давлению глинистого раствора или свежего бетона (в зависимости от рассматриваемого этапа строительства). Процесс устройства захватки при этом моделируется в четыре этапа.
Первый этап соответствует откопке траншеи под защитой глинистого раствора. На данном этапе нагрузки, действующие на стенки траншеи, определяются по гидростатическому закону с учетом удельного веса глинистого раствора.
Второй этап соответствует максимальному горизонтальному давлению свежего бетона, действующему на стенки траншеи. Данное давление рассчитывается по билинейной зависимости (1), предложенной в работе M.L. Lings с соавторами. При этом критическая глубина принимается в соответствии с формулой (7).
Критическая глубина Нкрит, м
Глубина, м
Третий этап соответствует остаточному горизонтальному давлению бетона. Данное
давление рекомендуется определять в соответствии с формулой (5).
Четвертый этап соответствует затвердевшему бетону. На данном этапе нагрузки,
приложенные к стенкам и дну траншеи, отключаются и одновременно траншея заполняется материалом, моделирующим свойства железобетонной стены в грунте после окончания схватывания бетона. Для данного материала следует назначать упруго-линейную модель грунта.
Вертикальное давление бетона на дно траншеи на этапах No1-No3 принимается равным максимальному горизонтальному давлению бетона на стенки траншеи на соответствующем этапе.
Этапы No1, No2 и No4 совпадают с основным методом моделирования в настоящее время (см. рисунки 1 и 2), за исключением определения критической глубины бетонирования по формуле (7), а этап No3 является дополнительным. Введение в моделирование дополнительного этапа позволяет учитывать уменьшение давление свежего бетона с течением времени.
Модель грунта, окружающего захватку стены в грунте, используемая в предлагаемой методике, должна учитывать историю его нагружения. Основные особенности предлагаемой численной методики представлены на рисунке 8.
Рисунок 8 – Основные особенности предлагаемой методики численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта
В разделе 4 при помощи разработанной методики численного моделирования выполнено исследование влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций.
Численные расчеты по исследованию влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций проводились в трехмерной постановке задачи в программе PLAXIS 3D (рисунок 9) с использованием модели

упрочняющегося грунта при малых деформациях (hardening soil model with small-strain stiffness). При выполнении данных расчетов моделировалась откопка котлована глубиной 22 метров в однородных песчаных грунтах (УГВ принят на глубине 14 м) под защитой стены в грунте (глубина 34 м, толщина 1 м) и четырехъярусной распорной системы, состоящей из стальных труб-распорок Ø820х8 мм. Кроме того моделировалось возведение фундаментной плиты толщиной 1,5 м и шириной 22 м, устраиваемой в котловане. Равномерно распределенная нагрузка на фундаментную плиту от надфундаментных конструкций принята равной 500 кПа. Расчеты выполнялись как с учетом изменения НДС грунтового массива от устройства стены в грунте при помощи
разработанной методики, так и без учета рассматриваемого изменения НДС.
Основные результаты численных
Рисунок 9 – Общий вид фрагмента расчетной модели в PLAXIS 3D
расчетов представлены на рисунках 10 и 11. Согласно данным расчетам, даже при учете уменьшения давления свежего бетона с течением времени, изменение НДС грунтового массива от устройства стены в грунте может оказать существенное влияние на расчет вновь возводимых конструкций: распорок и фундаментной плиты, устраиваемой в котловане. Данное влияние относительно расчета, выполненного без учета рассматриваемого изменения НДС, составило
для максимального горизонтального перемещения стены в грунте – минус 4%, максимального продольного усилия в распорке верхнего яруса – плюс 23 %, для максимальной осадки фундаментной плиты – минус 13%, для минимальной осадки – минус 16%.
Рисунок 10 – Сравнение горизонтальных перемещений стены в грунте при расчете без учета изменения НДС грунтового массива от устройства стены в грунте (расчет WIP) и с учетом данного изменения (расчет WIM 1)
Рисунок 11 – Сравнение осадок фундаментной плиты при расчете без учета изменения НДС грунтового массива от устройства стены в грунте (расчет WIP) и с учетом данного изменения (расчет WIM 1)

21 ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. На основе обзора и анализа существующих теоретических и экспериментальных исследований выявлены два основных пробела в изучении вопроса влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта. Первый пробел состоит в отсутствии методик численного моделирования данного влияния, применимых на практике, которые учитывали бы такие факторы, как скорость бетонирования захватки стены в грунте и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени. Второй пробел состоит в том, что, несмотря на значительный накопленный объем, эмпирический материал по деформациям грунтового массива в результате устройства стены в грунте остается на настоящий момент в значительной мере не обобщенным и не проанализированным.
2. В результате обзора источников по теме диссертации выявлено, что основной сферой практического применения оценки влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта в настоящее время являются технологические осадки. Существенно меньшее внимание уделяется влиянию рассматриваемого изменения НДС на расчет распорных и ограждающих конструкций котлована, расчет которых часто выполняется классическими методами, основанными на теории предельного равновесия или численными методами, но без моделирования процесса устройства стены в грунте. При таком подходе остается неучтенным влияние устройства стены в грунте на горизонтальные напряжения, действующие в грунтовом массиве до начала экскавации грунта из котлована, историю нагружения грунта, предшествующую данной экскавации, и жесткостные характеристики грунтов.
3. В результате анализа результатов инклинометрических измерений (8 объектов, 17 инклинометров) выявлены основные закономерности горизонтальных деформаций грунтового массива при устройстве стены в грунте. Первый этап устройства стены в грунте – откопка траншеи вызывает горизонтальные перемещения грунтового массива, преимущественно направленные в сторону захватки стены в грунте. Второй этап устройства стены в грунте – бетонирование захватки вызывает горизонтальные перемещения, преимущественно направленные от стены в грунте. Длительные наблюдения (от 8 часов до 3-х суток) за инклинометрами после бетонирования, выполненные на двух объектах в Сингапуре и Сучжоу (Китай), показали горизонтальные перемещения, направленные преимущественно в сторону стены в грунте. Величина данных перемещений по модулю при этом была существенно меньше, чем при бетонировании.
4. В результате обобщения результатов мониторинга, полученных на 23 объектах в 8 различных городах (Москва, Санкт-Петербург, Бостон, Каир, Сингапур, Сучжоу, Осло и Лондон), собрана база данных по технологическим осадкам от устройства стены в грунте, состоящая из 319 точек наблюдения. На основе собранной базы данных получены
эмпирические зависимости для оценки технологических осадок в различных инженерно- геологических условиях. Дополнительно выполнена оценка влияния на величину технологической осадки различных факторов: глубины и ширины стены в грунте, нагрузки по подошве фундаментов, а также выполнено сравнение максимальных технологических осадок в
зависимости от типа инженерно-геологических условий.
5. Выполнен сопоставительный анализ имеющихся опытных данных по
горизонтальному давлению свежего бетона при бетонировании различных конструкций (захватки стены в грунте, буронабивные сваи, монолитные конструкции, бетонируемые в опалубке). На основе данного анализа выдвинута гипотеза, объясняющая результаты мониторинга остаточного давления свежего бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте. Согласно данной гипотезе, остаточное горизонтальное давление свежего бетона, наблюдаемое на различных объектах при устройстве стены в грунте, равняется сумме активного давления, действующего на бетон со стороны окружающего грунтового массива, и порового давления воды. Указанная гипотеза обоснована путем сравнения с опытными данными (5 опытных захваток стены в грунте на 4 различных объектах).
6. В результате анализа опытных данных по 8 захваткам стены в грунте получена линейная зависимость для определения критической глубины бетонирования (глубины до которой давление свежего бетона на стенки траншеи захватки стены в грунте условно можно принять гидростатическим) в зависимости от скорости бетонирования (7). Данная зависимость позволяет существенно повысить точность определения критической глубины бетонирования по сравнению с существующим подходом M.L. Lings с соавторами, согласно которому данная глубина принимается равной 1/3 глубины стены в грунте.
7. На основе анализа опытных данных по горизонтальному давлению свежего бетона разработана методика численного моделирования влияния устройства стены в грунте на изменение НДС окружающего массива грунта, позволяющая учитывать такие факторы, как скорость бетонирования захватки стены в грунте и уменьшение горизонтального давления свежего бетона с течением времени.
8. При помощи разработанной методики численного моделирования выполнено исследование влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций. Согласно результатам данного исследования, даже при учете уменьшения давления свежего бетона с течением времени, изменение НДС от устройства стены в грунте может оказать существенное влияние на расчет вновь возводимых конструкций, а именно: на продольные усилия, возникаемые в распорных конструкциях котлована, и осадки фундаментной плиты, устраиваемой в котловане.
ПЕРСПЕКТИВЫ ДАЛЬНЕЙШЕЙ РАЗРАБОТКИ ТЕМЫ ИССЛЕДОВАНИЙ
1. В перспективе, в случае получения дополнительного эмпирического материала по технологическим осадкам, возможны следующие направления дальнейших исследований:
1) уточнение предлагаемых формул для оценки максимальных технологических осадок в различных инженерно-геологических условиях (2) – (4);
2) более подробная типизация инженерно-геологических условий и вывод для каждого выделенного типа инженерно-геологических условий формулы аналогичной формулам (2) – (4); 3) вывод формул для оценки максимальных технологических осадок, учитывающих дополнительные факторы, такие как, например, длина захватки и конструктивные особенности
существующего фундамента.
2. Выполнение и анализ результатов дополнительных численных расчетов по
разработанной методике с целью детального исследования влияния изменения НДС окружающего массива грунта при устройстве стены в грунте на расчет вновь возводимых конструкций. Данные расчеты следует выполнять для различных инженерно-геологических условий и конструктивных параметров, отличных от рассмотренных в настоящем диссертационном исследовании. Вместо песчаных грунтов, например, можно рассмотреть глинистые грунты, а вместо плитного фундамента – плитно-свайный.