Обзорная информация Автомобильные дороги. Методы ускорения стабилизации земляного полотна при строительстве дорог на болотах. Обзорная информация. Выпуск 5
МИНИСТЕРСТВО АВТОМОБИЛЬНЫХ ДОРОГ РСФСР
ЦЕНТРАЛЬНОЕ БЮРО НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЙ ИНФОРМАЦИИ
АВТОМОБИЛЬНЫЕ ДОРОГИ
МЕТОДЫ УСКОРЕНИЯ СТАБИЛИЗАЦИИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ ДОРОГ НА БОЛОТАХ
Обзорная информация
Выпуск 5
Москва 1984
СОДЕРЖАНИЕ
I . ВВЕДЕНИЕ II . О КРИТЕРИИ СТАБИЛЬНОСТИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА НА СЛАБОМ ОСНОВАНИИ III . МЕТОД ВРЕМЕННОЙ ПРИГРУЗКИ 3.1. Расчетная схема . Эффективность и минимальная величина пригрузки 3.2. Проектирование временной пригрузки 3.3. Опыт строительства дорожных насыпей с временной пригрузкой IV. МЕТОДЫ ДРЕНИРОВАНИЯ (ОСУШЕНИЯ) СЛАБОЙ ТОЛЩИ 4.1. Метод вертикального дренирования 4.2. Ускорение консолидации грунта с помощью горизонтальных геотекстильных прослоек 4.3. Опыт применения вертикальных дрен 4.4. Эффективность использования вертикальных дрен V . МЕТОД ДИНАМИЧЕСКОЙ КОНСОЛИДАЦИИ 5.1. Теоретические предпосылки метода 5.2. Опыт применения метода динамической консолидации VI . ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ МЕТОДОВ УСКОРЕНИЯ СТАБИЛИЗАЦИИ СЛАБЫХ ОСНОВАНИЙ ЗАКЛЮЧЕНИЕ список литературы |
В обзоре приведена краткая характеристика методов ускорения стабилизации слабых грунтовых оснований при строительстве автомобильных дорог . Показаны достоинства и недостатки этих методов , рациональная область их применения . Рассмотрен простой и эффективный метод стабилизации дорожных насыпей на слабых грунтах - метод временной пригрузки . Наряду с данными зарубежного и отечественного опыта приведены результаты последних разработок , выполненных в Белдорнии НПО Дорстройтехника и нашедших практическое применение при строительстве дорожных объектов в Белоруссии , Прибалтике и Западной Сибири .
Обзор подготовил канд . техн . наук В .Н . Яромко (Белдорнии НПО Дорстройтехника Миндорстроя БССР ).
МИНИСТЕРСТВО АВТОМОБИЛЬНЫХ ДОРОГ РСФСР
ЦЕНТРАЛЬНОЕ БЮРО НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЙ ИНФОРМАЦИИ
АВТОМОБИЛЬНЫЕ ДОРОГИ
МЕТОДЫ УСКОРЕНИЯ СТАБИЛИЗАЦИИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ ДОРОГ НА БОЛОТАХ
Обзорная информация
Выпуск 5
Москва 1984
Выходит с 1971 г . 6 выпусков в год
I . ВВЕДЕНИЕ
В связи с освоением новых территорий в Сибири и необходимостью реализации задач , поставленных Продовольственной программой , значительно возросли объемы дорожного строительства на болотах , переувлажненных глинистых и других грунтах , обладающих незначительной несущей способностью , высокой сжимаемостью , и относящихся к категории слабых грунтов .
Строительство автомобильных дорог на слабых грунтах сопряжено со значительными техническими трудностями , заключающимися в обеспечении стабильности земляного полотна . Традиционный метод строительства , предусматривающий замену слабых грунтов устойчивыми минеральными (обычно песчаными ), очень дорогой и трудоемкий . Поэтому на практике широко применяются методы строительства , при которых слабые грунты не удаляются , а с помощью различных конструктивных и технологических мероприятий улучшаются и используются в качестве несущего основания насыпи . Среди них наибольшее распространение получили такие методы , как дренирование (осушение ) слабых грунтов и временная пригрузка . Эти методы позволяют ускорить процесс уплотнения водонасыщенных грунтов с помощью отжатия и удаления из них поровой воды по специальным дренажным каналам или естественным порам грунта при приложении к ним статической нагрузки от собственной массы насыпи и дополнительного слоя грунта . Менее известен в отечественной дорожной практике метод интенсивного уплотнения слабых грунтов динамической нагрузкой (метод динамической консолидации ).
II . О КРИТЕРИИ СТАБИЛЬНОСТИ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА НА СЛАБОМ ОСНОВАНИИ
В качестве критерия стабильности насыпи на слабом основании принимают степень консолидации основания U , которая должна завершиться до устройства покрытия
(1)
где S ( t ) - осадка основания в момент времени t ; S (∞) - конечная (стабилизированная ) осадка .
В зависимости от проектируемого типа покрытия степень консолидации назначают равной 80-90 % от величины конечной осадки основания [ I ]. Недостатком указанного критерия является то , что он не учитывает интенсивность осадки на заключительной стадии уплотнения . Интенсивность осадки основания можно охарактеризовать скоростью осадки υ ( t )
(2)
где ΔS - приращение осадки основания, соответствующее приращению времени Δt или так называемым логарифмическим градиентом скорости осадки ms
(3)
где ti - время , соответствующее началу i -ой стадии консолидации ;
Δ S i - приращение осадки на участке времени ti - t ;
t - текущее время в пределах i -ой стадии консолидации .
По физической сущности параметр ms характеризует осадку , которая происходит за один логарифмический цикл , т .е . при t / ti = 10.
Исследованиями установлено , что при ms > 30 см уплотнение органо -минеральных грунтов происходит в стадии первичной (фильтрационной ) консолидации , при 10≤ ms ≤ 30 см в стадии вторичной консолидации , при ms < 10 см - в стадии ползучести [ 2].
Из приведенных формул (1, 2, 3) видно , что все показатели , определяющие степень стабилизации земляного полотна , связаны между собой . На рис . 1 приведен график , объединяющий показатели ms , U и Spac . Из графика видно , что для достижения стабилизации земляного полотна в стадии ползучести ( ms ≤10 см ) нужна различная степень консолидации основания в зависимости от его осадки . Так , например , при расчетных осадках Spacr менее 70 см достаточно U = 0,90, а при Spacr = 70-120 см необходима степень консолидации U = 0,95.
Рис 1. Влияние расчетной осадки и требуемой степени консолидации на стабильность земляного полотна на торфяном основании
Опыт строительства и эксплуатации автомобильных дорог на болотах показывает , что для обеспечения нормальной работы дорожной одежды с покрытиями капитального типа степень уплотнения слабого основания перед устройством покрытия должна быть такой , чтобы осадки протекали в стадии ползучести , для покрытий облегченного типа - в стадии вторичной консолидации , для переходных и низших типов покрытий - в стадии первичной консолидации при ms ≤ 50 см . Исходя из этого , установлены дифференцированные требования к степени консолидации основания в зависимости от величины осадки основания и проектируемого типа покрытия ( табл. 1 ).
Таблица 1
Расчетная осадка основания, Spacr см |
Требуемая степень консолидации U для покрытий |
|||
усовершенствованные капитальные |
усовершенствованные облегченные |
переходные |
низшие |
|
<30 |
0,90 |
0,85 |
0,80 |
0,75 |
30-100 |
0,95 |
0,90 |
0,85 |
0,80 |
100-170 |
0,96 |
0,92 |
0,87 |
0,82 |
>170 |
0,98 |
0,95 |
0,90 |
0,85 |
III . МЕТОД ВРЕМЕННОЙ ПРИГРУЗКИ
3.1. Расчетная схема . Эффективность и минимальная величина пригрузки
Наиболее простым и доступным для производства методом ускорения сроков стабилизации земляного полотна на болотах является метод временной пригрузки . Несмотря на значительное количество опубликованных работ , вопрос о назначении толщины временной пригрузки и сроков ее выдерживания остается эмпирическим . Суть этого метода ( рис. 2 ) состоит в приложении нагрузки Pпр , большей на Δ P , чем Ppacr , в результате чего расчетные осадки Spacr с заданной степенью консолидации U завершаются за время tпр значительно меньшее , чем время tu при обычной консолидации (без ускорения осадки). Об эффективности временной пригрузки можно судить по времени ускорения осадок t уск
tуск= tu- tпр, (4)
Рис . 2. Расчетная схема к применению метода временной пригрузки
прилагаться постепенно (отдельными ступенями по специальному режиму ). Однако принятое допущение не окажем существенного влияния на конечный результат , поскольку определяются не абсолютные значения t , а их разность . С учетом этого
(5)
где Тпр - консолидационный параметр , соответствующий относительной осадке λпр (для пригрузки );
Т pac - консолидационный параметр , соответствующий расчетной осадке λ pacr (для расчетной нагрузки );
С - коэффициент переуплотнения
U - степень консолидации .
Параметры Т pacr и Тпр (в сутках ) определяют по следующим формулам :
(6)
где λсж.pacr , λсж.пр - относительные деформации сжатия слабого основания от нагрузки Рpacr и Pпр (в МПа), вызывающе соответственно осадки Sсж.pacr и Sсж.пр (в см)
С учетом этого получим
(7)
Из выражения (6) определим отношение
(8)
Где d =Δ p / Ppacr - коэффициент перегрузки основания ;
Δ p - величина временной пригрузки .
Тогда
(9)
Анализ формулы для определения tуск показывает , что эффективность временной пригрузки зависит от сжимаемости торфяного основания (λсж . pacr и C =Δλ /λсж . pacr ), величины нагрузки ( Ppacr и d = Δ p / Ppacr ) и требуемой степени консолидации U . При этом увеличение Sсж . pacr и U всегда ведет к увеличению tуск , т .е . чем больше осадка и выше требования в отношении стабильности земляного полотна , тем эффективнее применение временной пригрузки . Увеличение коэффициентов с и d ведет к росту tуск , а следовательно , и к повышению эффективности пригрузки . Но коэффициенты С и d зависят от Sсж . pacr , Ppacr , что указывает на сложный характер влияния величины расчетной осадки и расчетной нагрузки на эффективность временной пригрузки .
Из приведенных соотношений следует , что должно существовать минимальное значение коэффициента перегрузки , при котором временная пригрузка будет неэффективна в отношении ускорения осадок . Минимальные значения коэффициента перегрузки можно найти из уравнения (9) при ускорении tуск = 0
(10)
Используя для определения параметра С компрессионную зависимость Л .С . Амаряна [4] получим (для торфяных грунтов)
(11)
где l0 - коэффициент начальной пористости торфа;
Ppacr - расчетная нагрузка, МПа.
Для зависимости (11) построен график ( рис. 3 ), который позволяет определить минимальное значение коэффициента перегрузки в зависимости от требуемой степени консолидации основания и комплексного показателя (1 + l 0 ) Ppacr
В частности , при изменении коэффициента пористости торфа l 0 в пределах 8-14 (интервал изменения l 0 для болот 1 строительного типа ) минимальные значения коэффициента перегрузки dmin можно определить по табл. 2 в зависимости от требуемой степени консолидации U и расчетной нагрузки Ppacr .
Таким образом , приведенные данные показывают , что основными факторами , определяющими выбор величин временной пригрузки , являются сжимаемость слабого грунта , величина уплотняющей нагрузки и требуемая степень консолидации основания . Исходя из этого , при строительстве дорог на болотах с усовершенствованными покрытиями ( U = 0,90-0,95; E о = 8-14; Ppacr = 0,03-0,06 МПа ) коэффициент перегрузки принимается не менее 0,15-0,20.
Рис . 3. График для определения минимального коэффициента перегрузки
Таблица 2
Расчетная нагрузка, P pacr , МПа |
Требуемая степень консолидации, U |
||
0,80 |
0,90 |
0,95 |
|
Минимальные значения коэффициента перегрузки, d min |
|||
<0,03 |
0,20 |
0,15 |
0,10 |
0,03-0,10 |
0,30 |
0,20 |
0,15 |
0,10-0,15 |
0,40 |
0,25 |
0,20 |
3.2. Проектирование временной пригрузки
При строительстве автомобильных дорог обычно применяют следующие конструктивно -технологические решения временной пригрузки ( рис. 4 ). При использовании схемы (а ) грунт временной пригрузки после завершения консолидации основания используют для отсыпки насыпи на следующих участках дороги ; при использовании схемы (б ) грунт распределяют на обочины и откосы в пределах данной захватки .
Расчет параметров временной пригрузки рекомендуется выполнять в следующей последовательности :
а ) определять величину временной пригрузки Δр по формуле
Δ p = dPpacr, (12)
где d - коэффициент перегрузки , минимальные значения которого следует принимать по графику (см . рис. 3 ).
б ) определять консолидационный параметр Тпр для насыпи с пригрузкой по формуле (6). При этом параметры λ , Р и Sсж для насыпи с пригрузкой вычислять по формулам :
λсж.пр = λсж. pacr(1+ bd),
Sсж.пр = Sсж. pacr(1+ bd), (13)
Pпр = Р pacr (1+d),
где b - безразмерный коэффициент, определяемый по формуле:
(14)
где Ppacr - расчетная нагрузка на основание , МПа ;
l 0 - средневзвешенное значение коэффициента пористости основания .
Рис . 4. Конструктивные решения земляного полотна с временной пригрузкой :
а - в виде дополнительного слоя насыпи ; б - в виде суженной насыпи (насыпь -пригрузка ); В - ширина проектируемой насыпи по верху ; H - глубина болота ; Spacr - расчетная осадка основания ; h - высота проектируемой насыпи ; Δ h - толщина слоя временной пригрузки ; hн - толщина насыпи ; h пр - толщина насыпи с временной пригрузкой ; m , m 1 - соответственно показатель крутизны заложения откоса проектируемой и суженной насыпи
в ) проверять устойчивость слабого основания при возведении насыпи с временной пригрузкой . Коэффициент безопасности основания K нач без.пр вычисляют по формуле:
(15)
где P нач без.пр - безопасная нагрузка на основание , методика определения которой приведена в работе [ I ].
Если K нач без.пр ≥ 1 , допускается быстрая отсыпка насыпи и временной пригрузки и расчет длительности консолидации производят по формуле
(16)
При K нач без.пр < 1 определяют коэффициент безопасности основания с учетом его упрочнения при медленной отсыпке насыпи.
(17)
где U 0 - степень консолидации основания , достигаемая за время отсыпки насыпи и пригрузки и определяемая в зависимости от величины λсж .пр
λсж.пр
<0,05 ........................... ......0,25
0,05-0,15 ................... ........0,33
0,15-0,30 ............................ .0,5
0,30-0,40............................. 0,6
>0,40 .......................... .......0,65
Если K конч без.пр ≥ 1 допускается медленная отсыпка насыпи и пригрузки . Расчет длительности консолидации производят по специальным методикам [ 1, 5].
Коэффициент перегрузки d для пригрузки , выполняемой по схеме (б ) (см . рис. 4 ), определяют методом последовательного приближения в зависимости от требуемых сроков консолидации основания по следующей формуле
(18)
где h - высота проектируемой насыпи ;
B - ширина проектируемой насыпи по верху ;
m - показатель крутизны заложения откоса проектируемой насыпи ;
m 1 - показатель крутизны заложения откоса суженной насыпи (насыпи -пригрузки ).
При проектировании временной пригрузки варьирование значений крутизны откосов осуществляется в пределах m = 1,5-4,0; m 1 = 1-2.
Коэффициенты перегрузки d , вычисленные по формуле (18), должны быть не менее значений d mim определяемых по рис . 3 . В противном случае временная пригрузка по схеме ( б ) неэффективна и для получения требуемого коэффициента перегрузки необходимо применять временную пригрузку по схеме (а ) (см . рис. 4 ).
Проектирование временной пригрузки иллюстрируется следующим примером . Пусть требуется запроектировать земляное полотно автомобильной дороги IV категории на переходе через болото глубиной 2,5 м . Продолжительность строительства tcmp = 70 сут . В результате проведенных расчетов минимальной толщины насыпи , величины и продолжительности ее оселки , устойчивости слабого основания получены следующие данные : h = 1,6 м , S сж = Spacr = 0,43 и ; l 0 = 8; λ сж = 0,17; Ppacr = 0,036 МПа , Pбез . = 0,062 МПа , K нач без.пр = 1,72; U = 0,90.
Время , необходимое для достижения заданной степени консолидации основания , определяется по формуле (5)
где
Поскольку продолжительность консолидации t =258 сут превышает продолжительность строительства tс mp = 70 сут , для ускорения консолидации основания применяется временная пригрузка . Минимальное значение коэффициента перегрузки определяется по рис . 3 . Для (1 + l 0 ) Ppacr = (1+8) 0,036 МПа , и U = 0,90 dmin = 0,18. Исходя из того , что время консолидации необходимо сократить в 228/70 = 3 раза , коэффициент перегрузки ориентировочно принимается равным d = 2 dmin = 0,36.
Устойчивость основания при отсыпке на сыпи с временной пригрузкой определяется следующим образом
Рпр = Р pacr (1 + d) = 0,036 (1 + 0,36) = 0,049 МПа
Коэффициент безопасности больше единицы , следовательно , устойчивость основания обеспечена при отсыпке насыпи и пригрузки в режиме быстрого нагружения .
Консолидационный параметр Тпр для насыпи с временной пригрузкой определяется из выражения
где ;
Sсж.пр = Sсж.pacr(1+bd)=43(1+0,67·0,36)=53 см;
λсж.пр = λсж.pacr(1+bd)=0,17(1+0,67·0,36)=0,21
Длительность консолидации насыпи с пригрузкой определяется по формуле (16)
Полученное время консолидации tпр = 47< tcmp = 70 сут , следовательно , коэффициент перегрузки можно уменьшить .
Принимая d =0,3
Sсж.пр=4(1+0,67·0,3)=52 см;
λсж.пр=0,17(1+0,67·0,3)=0,20;
Рпр=0,036(1+0,3)=0,047 МПа;
Продолжительность консолидации насыпи с пригрузкой равна
Применение временной пригрузки ( d = 0,3) позволяет уменьшить срок консолидации основания на 258 - 63 = 195 сут . Толщина пригрузочного слоя равна
Δ h = dhн = 0,3 (1,6 + 0,43) = 0,61 м.
Возможность осуществления временной пригрузки по схеме ( б ) насыпь -пригрузка (см . рис. 4 ) определяется следующим образом . Для проектируемой насыпи h = 1,6 м , В = 10 м , m = 2 и λ = 0,3. Принимая крутизну откоса насыпи -пригрузки m 1 = 1, коэффициент перегрузки равен
Таким образом , в данном случае возможно осуществление пригрузки по схеме (б), т .е . посредством возведения сначала суженной насыпи с более крутыми откосами m 1 = 1 и высотой , превышающей проектную на величину пригрузки , с последующим уположиванием откосов после завершения консолидации .
3.3. Опыт строительства дорожных насыпей с временной пригрузкой
При строительстве двух крупных транспортных узлов новой автомобильной магистрали в центре г . Вильнюса [ 6] наибольшие трудности вызвало обеспечение стабильности насыпи , расположенной на мощных отложениях болотных грунтов , образовавшихся в надпойменной террасе р . Вилия .
По данным инженерно -геологических изысканий , проведенных Литовским государственным институтом инженерных изысканий , мощность слабых (торфяных и илистых ) грунтов на узле № 1 составляла 2-10 м , на узле № 2-2-16 м . Сверху слабые грунты перекрыты насыпными грунтами (в основном песчаными и супесчаными ) толщиной слоя от 2 до 8 м , которые были завезены в отвал .
Узел № 1 запроектирован в виде кольцевого пересечения в двух уровнях , узел № 2-в виде пересечения в одном уровне с направляющими островками . При их сооружении предусматривалось устройство выемки глубиной около 10 м , двух путепроводов , ливневого коллектора под проезжей частью в выемке , укрепление крутых откосов и т .д ., что в сложных грунтово -геологических условиях потребовало , прежде всего , обеспечения устойчивости и стабильности грунтового основания . Решение этой задачи осложнилось специфическими особенностями слабых органических грунтов и высоким уровнем грунтовых и подземных напорных вод .
На стадии разработки технического проекта Управлением коммунального хозяйства г . Вильнюса и Институтом проектирования городского строительства Госстроя Литовской СССР было рассмотрено несколько вариантов конструкций земляного полотна с радикальными техническими решениями , предусматривающими отказ от использования слабых грунтов в качестве естественного основания . Эти варианты сводились к двум решениям : устройству эстакады на сваях под все капитальные сооружения ; удалению слабых грунтов и замене их привозными песчаными грунтами .
Однако при устройстве выемки при возведении эстакады на сваях неизбежно возникли бы технологические трудности при экскавации болотного грунта с большой глубины ниже уровня грунтовых вод , тем более , что применение взрывных или гидротехнических методов удаления грунта в условиях городской застройки недопустимо . Достаточно отметить , что глубина котлована для достижения нужной отметки составила бы на узле № 1 около 15 м , а на узле № 2 до 20 м .
На основании опыта , накопленного дорожными организациями [ 7], в Белдорнии был разработан проект сооружения насыпей автомобильных дорог с использованием в качестве основания слабых водонасыщенных грунтов .
С целью изучения прочностных и деформативных свойств слабых грунтов Белдорнии при участии Литовского государственного института инженерных изысканий были проведены дополнительные инженерно -геологические изыскания . В результате проведенных исследований было установлено , что стратиграфическое строение слабой толщи под обоими узлами в основном представлено двумя слоями однотипного генезиса : осоковым торфом со степенью разложения 30-40 % и сапропелями (органо -минеральными илами ). Сапропели в верхней части обогащены органикой , в средней части в основном преобладают известковые , которые в придонных слоях переходят в кремнеземистые и минеральные или . Физико -механические свойства слабых грунтов представлены в табл. 3 .
Под действием массы грунта , отсыпанного ранее на болотах , слои торфа и сапропелей несколько уплотнились и получили определенную структурную прочность .
Расчет по несущей способности показал , что прочность грунтов естественного основания достаточна для обеспечения устойчивости насыпей проектного очертания , но в зоне выемки потребовалось проведение мероприятий для предотвращения выдавливания слабого слоя в нижней откосной части . Непосредственно под проезжей частью в выемке слабый грунт заменен песчаным , в качестве ограждения рекомендовано устройство шпунтовой стенки (в процессе выполнения работ выявилась возможность произвести замену грунта без шпунта ).
Таблица 3
Показатели |
Узел №1 |
Узел №2 |
||||
насыпной грунт |
торф |
сапропель |
насыпной грунт |
торф |
сапропель |
|
Мощность слоя, Н , м |
4-7 |
2-5 |
2-6 |
3-7 |
2-5 |
2-12 |
Абсолютная влажность, W % |
- |
280-320 |
100-190 |
- |
250-450 400-750
|
110-250 100-500
|
Сопротивляемость сдвигу по крыльчатке, τ, МПа |
- |
0,02-0,06 |
0,018-0,042 |
- |
0,017-0,060 0,006-0,015
|
0,010-0,040 0,004-0,012 |
Относительная осадка λ при нагрузке, равной 0,025 МПа |
|
0,06-0,10 |
0,04-0,06 |
- |
0,10-0,12 0,15-0,20 |
0,10-0,15 0,25-0,28 |
Относительная осадка при нагрузке, равной 0,12 МПа |
- |
0,10-0,15 |
0,07-0,09 |
- |
0,20-0,24 0,20-0,25 |
0,17-0,24 0,30-0,40 |
Примечание. В числителе приведены показатели для слабых грунтов основали, имеющих вышележащий насыпной слой, в знаменателе при отсутствии насыпного слоя.
Наибольшие трудности вызвало обеспечение стабильности насыпи . Осадка насыпи в месте наибольшей толщины слабого слоя , по данным лабораторных испытаний грунтов , достигала 1,5 м , причем продолжительность консолидации торфа и ила могла составлять около 10 лет .
Известный метод ускорения консолидации вертикальными дренами не мог дать значительного эффекта вследствие малой водопроницаемости болотной толщи . Наиболее целесообразным в данных условиях оказался метод временной пригрузки , достаточно обоснованный теоретически и проверенный на практике [ 8]. Принцип действия пригрузки основан на ускорении осадки основания за счет приложения нагрузки , превышающей проектную . После достижения величины осадки , соответствующей проектной нагрузке , дополнительный слой грунта убирают и , поскольку плотность основания соответствует оставшейся нагрузке , процесс консолидации прекращается .
Толщину пригрузочного слоя определяли исходя из условия , что срок строительства объекта был принят равным двум годам . При расчетах использовали методику Белдорнии , изложенную выше .
В зависимости от величины расчетной нагрузки , толщины и сжимаемости слабого слоя расчетная величина осадки составляла от 15 до 150 см . Расчетом установлено , что минимальная длительность действия пригрузки должна составлять от 53 до 229 сут . Толщина слоя пригрузки при этой достигала 1,5-3 м , а отношение величины пригрузки к расчетной нагрузке (коэффициент перегрузки ) находилось в пределах 0,4-1.
В период строительства заказчиком осуществлялся постоянный контроль за выполнением проекта производства работ и соблюдением установленных сроков консолидации . В наиболее характерных местах было заложено 55 контрольных точек , в которых с помощью приборов конструкции Белдорнии измеряли толщину насыпи , общие осадки , сдвиги (плановые смещения ) и избыточное поровое давление по глубине слабого основания .
Ход отсыпки насыпи и пригрузки , развитие осадок и порового давления во времени для характерных условий узла № 1 приведены на рис. 5 . Из графика видно , что основная часть осадки основания протекала в стадии фильтрационной консолидации . Максимальное избыточное поровое давление достигаю 0,17 кг /см 2 через 5-10 сут после приложения полной нагрузки и затеи по мере выжимания воды постепенно снижалось . После достижения расчетной осадки основания , равной 50 см , слой пригрузки толщиной 2 м был снят в перемещен на узел № 2. После снятия пригрузки произошло восстановление упругой части осадки на 3-10 см . Дальнейшие наблюдения , которые проводятся уже пять с половиной лет после ввода объекта в эксплуатацию , показали , что основание насыпи полностью стабилизировалось и никаких деформаций , вызванных наличием слабых грунтов , не происходит .
Применение комплексного геотехнического решения , позволившего использовать в основании капитального сооружения слабые
Рис. 5. Консолидация слабого основания при применении временной пригрузки:
а - изменение нагрузки во времени; б - изменение осадки во времени; в - изменение порового давления во времени;
-песок; -насыпной грунт; -торф; -сапропель
грунты, дало значительный экономический эффект. В табл. 4 приведены данные технико-экономического сравнения вариантов технологических решений, осуществленных при строительстве узлов №№ 1 и 2.
Таблица 4
Варианты технологических решений |
Объем земляных работ, тыс. м3 |
Стоимость устройства основания, тыс.р. |
||
узел № 1 |
узел № 2 |
узел № 1 |
узел № 2 |
|
Удаление из основания земляного полотна насыпных и слабых грунтов с заменой их привозный песчаный грунтом |
436 |
355 |
567 |
654 |
Устройство железобетонной эстакады |
- |
50 |
- |
2500 |
Использование в основания слабых грунтов с временной пригрузкой |
182 |
180 |
290 |
200 |
В целом снижение сметной стоимости строительства от применения рациональных методов использования естественных оснований составило более 700 тыс . р . за счет уменьшения объема земляных работ на 430 тыс . м 3 .
Перспективно применение временной пригрузки и при строительстве нефтепромысловых дорог на болотистых участках в Западной Сибири . Широко распространенный при строительстве нефтепромысловых дорог двухстадийный метод строительства имеет ряд недостатков , трудоемок и не гарантирует полной стабилизации земляного полотна , особенно , если работы на второй стадии требуют досыпки земляного полотка .
В работе [ 9] дано теоретическое обоснование одностадийного способа строительства нефтепромысловых дорог на болотах . Суть способа состоит в ускорении осадки торфяных грунтов с помощью временной пригрузки , что позволяет стабилизировать земляное полотно в короткие сроки и устраивать дорожную одежду в одну стадию .
С целью отработки технологии одностадийного способа строительства и проверки эффективности применения временной пригрузки для ускорения консолидации ДСУ - II треста Белнефтедорстрой было осуществлено опытно -экспериментальное строительство земляного полотна на одной из автомобильных дорог , проходящей по болоту I строительного типа с глубиной 2,8-4 м . Торфяная залежь представлена до глубины 0,6-1 м очень влажными грунтами с прочностью , характеризуемой условным сопротивлением сдвигу по крыльчатке ( l = 0,005-0,01 МПа ). Прочность торфа в нижележащих слоях составляет не менее 0,015 МПа , естественная влажность не превышает 650 %,
К моменту начала опытных работ был отсыпан пионерный слой насыпи толщиной 1 м , замеренная нивелированием осадка основания составила 20-40 см .
Опытный участок состоит из трех секций . На секциях №№ 1 и 2 земляное полотно возводили с применением временной пригрузки по различной технологии , на секции № 3 (контрольной ) без временной пригрузки . На каждой секции заложено по одному расчетному поперечнику .
На каждом поперечнике через 20 см по глубине проводилось зондирование торфяной залежи крыльчаткой ; для определения естественной влажности , удельного веса , пористости и других показателей через 1 м были взяты пробы торфа .
Для наблюдения за ходом осадки на поперечниках было установлено по три дистанционных осадкомера конструкции Белдорнии (один по оси , а два - на расстоянии 5 м от оси под бровками земляного полотна ). При этом нивелированием были определены высота , толщина , осадка основания , а также положение осадкомеров в момент установки .
После проведения подготовительных мероприятий были начаты работы по возведению земляного полотна с пригрузкой . Возводить земляное полотно на болотах в условиях Западной Сибири необходимо с учетом того , что невозможно направить механизмы и транспортные средства в объезд строящегося объекта . Работы производятся способом "от себя " или же в условиях транзитного движения . Поэтому отсыпка насыпи и пригрузки на опытном участке велась послойно и попеременно на левой или правой половине насыпи ; для пропуска встречного потока автомобилей -самосвалов был отсыпан слой грунта , толщина , которого не превышала 40-50 см .
На секции № 1 временную пригрузку устраивали методом непрерывного перемещения дополнительного слоя грунта (движущаяся пригрузка ). Hacыпь была доведена до проектной высоты , затем был отсыпан дополнительный слой толщиной 55-75 см ; длина захватки 60 м . При этом расчетный поперечник с осадкомерами находился посредине захватки . Пригрузка действовала в течение 2 сут , затем грунт пригрузки был перемещен бульдозером на соседнюю захватку , толщина насыпи на которой была ниже проектной , далее на эту захватку автомобилями - само cвалами был доставлен недостающий грунт для отсыпки насыпи проектной толщины . При такой технологии общий объем грунта не увеличивается . Возрастает только объем грунта , перемещаемого бульдозером , поскольку грунт , используемый для временной пригрузки приходится перемещать дважды : первый раз в пригрузку , второй - в насыпь .
На секции № 2 временная пригрузка устраивалась по типу суженной насыпи (насыпи -пригрузки ). Насыпь была возведена на высоту , превышающую проектную на 50-80 см с естественным углом заложения откосов . Длина захватки составила 60 м . Пригрузка действовала в течение 3 сут . Затем грунт пригрузки был снят и перемещен на откосы насыпи .
На секции № 3 насыпь возводилась по обычной технологии без применения временной пригрузки .
Исходные данные для оценки эффективности применения временной пригрузки приведены в табл. 5 . Для повышения точности и достоверности расчетов данные по трем осадкомерам для каждого поперечника осреднены , т .е . получены средние арифметические значения каждого параметра .
Таблица 5
Показатели |
Опытные секции |
||
№ 1 |
№ 2 |
№ 3 |
|
Глубина болота, м |
4,0 |
2,8 |
2,85 |
Проектная высота насыпи, м |
1,75 |
1,47 |
1,86 |
Расчетная осадка основания, м |
0,83 |
0,71 |
0,89 |
Коэффициент перегрузки |
0,10 |
0,19 |
- |
Степень консолидации основания до начала опытного строительства ( U 1 ) , % |
30 |
39 |
40 |
Степень консолидации основания сразу по окончании опытного строительства ( U 2 ), % |
63 |
67 |
51 |
Степень консолидации основания через 400 сут по окончании опытного строитель ства ( U 3 ), % |
93 |
94 |
86 |
Логарифмический градиент осадки, см |
13,8 |
10,3 |
20,4 |
Из приведенных данных видно , что наибольшая степень консолидации в период , предшествующий строительству ( U 1 = 39-40 %), произошла на поперечниках №№ 2 и 3, в период строительства - на поперечниках с временной пригрузкой ( U 2 = 63-87 %), минимальная на участке , где временная пригрузка не применялась ( U 2 = 51 %). При этом большая степень консолидации зафиксирована на поперечнике № 2, где коэффициент перегрузки был больше . Следовательно , временная пригрузка влияет на ускорение осадок основания .
После окончания строительства опытного участка проводились регулярные наблюдения в течение 420 сут за состоянием опытного участка с измерением осадок дистанционным осадкомером . Осадки измеряли 1 раз в квартал . Состояние участка на секциях временной пригрузки хорошее . На секции без пригрузки производится досыпка насыпи на 20-25 см .
После снятия пригрузки осадки продолжались , но интенсивность их значительно снизилась . При этом скорость осадки , характеризуемая градиентом осадки ms [ 2], который для секций с пригрузкой ( ms = 10,3-13,8 см ) почти в 2 раза меньше , чем для секций без пригрузки ( ms = 20,4 см ). Величины осадок , которые произошли после окончания строительного периода на секции с пригрузкой , составили 12-24 см , на секции без пригрузки - 27-36 см . Как было показано ранее [ 9], при ms <10 см осадки основания протекают в стадии ползучести , при ms = 10-30 см в стадии вторичной консолидации . Поэтому применение временной пригрузки в течение строительного периода позволило стабилизировать земляное полотно . Насыпь без пригрузки еще не стабилизировалась ( ms = 20,4 см ) и устраивать капитальное покрытие на такой насыпи можно только при уменьшении логарифмического градиента осадки ms до 10-12 см .
Основываясь на приведенных экспериментальных данных , можно определить требуемую величину пригрузки для достижения заданной степени консолидации основания в течение строительного периода . Расчеты показывают , что при осадках менее 100 см для достижения 90 %-ной степени консолидации при длительности выдерживания пригрузки 2-5 сут необходимо , чтобы коэффициенты перегрузки были в пределах 0,3-0,4. Это соответствует толщине пригрузки 0,75-1,7 м для насыпей толщиной 2,5-4 м .
При отработке технологии возведения земляного полотна на болотах с временной пригрузкой в условиях Западной Сибири выявлен ряд особенностей , которые необходимо учитывать при строительстве
Рис . 6. График изменения осадки и толщины насыпи во времени ( d = 1,43):
-пригрузка ; -насыпь ; -торф ; -гравий ; - гравелистый песок
Таким образом , проведенные экспериментальные работы подтвердили основные положения теоретических предпосылок и показали , что применение временной пригрузки позволяет значительно сократить сроки стабилизации земляного полотна , повысить качество работ и устраивать дорожную одежду одностадийным способом .
В работе [ 11] описан опыт применения временной пригрузки при строительстве автомобильной магистрали № 9 в ФРГ. Решение применить метод временной пригрузки было принято после успешного строительства опытного участка насыпи высотой 8 м, наблюдения за которым продолжались в течение трех лет.
В основании насыпи автомобильной магистрали № 9 были установлены дистанционные измерители осадки , выполненные по схеме сообщающихся сосудов . На рис. 6 приведен график изменения осадки и толщины насыпи во времени . Проектная толщина насыпи составляет 2,1 м , а толщина пригрузочного слоя - 3 м , коэффициент перегрузки равен 1,43. Продолжительность действия пригрузки составила более 300 сут , т .е . потаи год . Насыпь , с которой она в настоящее время снята , оказалась стабильной и больше не оседает , в то время как осадка ее составила 67 см .
Рис . 7. График изменения осадки и толщины насыпи во времени ( d =0,28):
-пригрузка ; - насыпь ; - гравелистый песок; - органо -минеральный ил
На следующем участке ( рис. 7 ) проектная толщина насыпи в среднем составила 6,5 м , толщина пригрузочного слоя - 1,8 м , т .е . коэффициент перегрузки равен 0,28. Поскольку пригрузка на этом участке действовала лишь в течение 6-8 месяцев , упрочение слабого основания не было закончено . Из рис. 7 также видно , что осадка не стабилизировалась . Это зависит не только от времени действия пригрузки . На первом участке больше время задерживания временной пригрузки , а также значительно (в 4-5 раз ) больше коэффициент перегрузки . На другом участке коэффициент перегрузки составлял лишь 0,28 и , как было показано выше , находился в пределах , минимально допустимых по условиям ускорения осадок , и существенного влияния на ускорение осадки не оказал .
IV. МЕТОДЫ ДРЕНИРОВАНИЯ (ОСУШЕНИЯ) СЛАБОЙ ТОЛЩИ
4.1. Метод вертикального дренирования
Одним из распространенных методов , позволяющих ускорить уплотнение слабого грунта от воздействия массы насыпи и сократить сроки строительства дорог , является вертикальное дренирование . В слабом водонасыщенном грунте устраивают близко расположенные вертикальные дрены , через которые под действием нагрузки от возводимой насыпи отводится поровая вода , что способствует ускорению уплотнения и упрочнения слабого основания .
Обычно вертикальные дрены имеют вид скважин , заполненных песчаным грунтом с высокой водопроницаемостью . По конструктивному решению и технологии строительства они сходны с песчаными сваями , однако в отличие от дрен сваи представляют собой не дренирующую , а несущую конструкцию .
Вертикальные дрены сокращают путь фильтрации воды , поэтому , регулируя расстояние между дренами , можно теоретически добиться любой скорости уплотнения слабого основания . По мере уплотнения снижается влажность слабого грунта и повышается его прочность , поэтому вертикальные дрены устраивают не только для ускорения осадки насыпи , но и в тех случаях , когда необходимо снять избыточное поровое давление в напряженном грунтовом основании .
При расчете вертикальных дрен применяют модель фильтрационной консолидации с учетом дополнительных факторов (структурной прочности , переменности коэффициента консолидации и т .д .). Методика расчета дрен изложена в работе [ 12] получения представления об эффективности дрен можно использовать известный вывод из теории фильтрационной консолидации Терцаги , в соответствии с которой время уплотнения пропорционально квадрату пути фильтрации отжимаемой поровой воды .
Если толщина уплотняемого слоя Н , а расстояние между дренами - α , то отношение продолжительности периода консолидации слабого грунта без дрен t 1 [ 7] соответствующему периоду при действии дрен t 2 равно
Расстояние между дренами рассчитывают методом подбора [ 12], исходя из заданного срока достижения требуемой степени консолидации основания U назначаемой в зависимости от типа покрытия и величины осадки по табл. 1 . Обычно шаг дрен принимают равным 2-4 м , В плане дрены можно располагать в шахматном порядке , в вершинах сетки квадратов или равносторонних треугольников .
Вертикальные дрена целесообразно устраивать в грунтах с коэффициентом фильтрации от 1 до 1· 10-4 м /сут при мощности слоя слабого грунта более 4 м [ 12]. При водопроницаемости грунта свыше 1 м /сут фильтрационное уплотнение обычно происходит достаточно быстро без дополнительных мероприятий , В грунтах с водопроницаемостью менее 1· 10-4 м /сут расчетный шаг дрен оказывается , как правило , настолько малым , что их устройство становится нецелесообразным .
Эффективность вертикального дренирования возрастает с увеличением мощности сжимаемого слоя при наличии в толще дренирующих прослоек , а также если горизонтальная проницаемость грунта выше вертикальной . Градиент фильтрации , создаваемый напором , возникающим в поровой воде под воздействием нагрузки от массы насыпи , должен быть выше начального градиента фильтрации по всей дренирующей толще . Для этого , а также для ускорения осадки основания с дренами вертикальное дренирование целесообразно применять в комплексе с временной пригрузкой насыпи дополнительным слоем грунта .
Технологическая схема устройства вертикальных дрен приведена на рис. 8 . Сначала отсыпается слой песчаного грунта (см . рис. 8а, б ), который служит основанием для устройства скважин под вертикальные песчаные дрены и для отвода поступающей в слой воды (глубину заложения дрен устанавливают в зависимости от свойств грунта ).
Рис . 8. Схема устройства вертикальных песчаных дрен :
а - существующая местность ; б - отсыпка слоя песчаного грунта ; в - устройство вертикальных скважин ; г -укладка дренирующего песчаного слоя толщиной 0,25-0,5 м ; д - отсыпка земляного полотна до проектной отметки ; е - поперечный профиль земляного полотна после осадки основания ; 1 - вертикальные песчаные дрены ; 2 - дренирующий слой песка ; 3 - слой песчаного грунта земляного полотна , 4 - водоотводные канавы
После перемещения агрегата для устройства дрен на новое место бурения скважину заполняют песком одномерного гранулометрического состава , обеспечивающим наибольшее поглощение воды и максимальную фильтрацию . Скважины заполняют песком так , чтобы он возвышался над уровнем скважины на 0,25 м (см . рис. 8в ). Затем отсыпают слой из дренирующего песка (см . рис. 8г ) толщиной 0,25-0,5 м того же гранулометрического состава , что и в дренах (скважинах ). После этого отсыпают слой песчаного грунта толщиной около 0,6 м (см . рис. 8д ), из которого возводят земляное полотно . Оно оказывает давление на грунты слабого основания , под действием которого вода выжимается в песчаные дрены , поднимается по ним в дренажный слой и вытекает в боковые водоотводные канавы (см . рис. 8д, е ). Слабые грунты под насыпью земляного полотна сжимаются . Земляное полотно досыпают до проектной отметки с учетом осадки , величину которой определяют расчетом , учитывая способ производства работ по возведению земляного полотна .
Для устройства скважин песчаных дрен применяют вращательное бурение , бурение с промывкой , размыв водой , погружение в грунт полой обсадной трубы . Технология устройства скважин вертикальных дрен размывом водой впервые была применена в Нидерландах . Она заключается в том , что в грунт погружают трубчатое устройство из металла с включениями свинца , оснащенное ножом опускного колодца (кессона ), и под высоким давлением нагнетают воду . Труба не вращается , а поднимается и затем быстро опускается под действием собственной массы . Размывая грунт , вода образует скважины , которые заполняются песком . Данная технология устройства скважин песчаных дрен требует большого расхода воды . Кроме того , необходимо постоянно удалять вымываемый грунт . Скважины не укрепляют , поскольку содержащаяся в них вода поддерживает стенки , препятствуя внутреннему разрушению .
В СССР применяют технологию устройства вертикальных дрен с помощью вибровдавливающего погружателя свай типа ВВПС 20/11 или ВВПС 32/19, оборудованного полой обсадной трубой с самораскрывающимся при ее подъеме наконечником [ 12]. Достигшую заданной глубины трубу заполняют песком . Затем ее извлекают при включенном вибраторе . Скорость извлечения не должна превышать 0,1-0,2 м /с , иначе песок не будет свободно истекать из трубы и равномерно заполнять скважину .
При отсутствии вибровдавливающего погружателя песчаные дрены можно устраивать экскаватором , оборудованным направляющей мачтой , обсадной трубой и вибратором .
Технологическая сложность устройства и материалоемкость песчаных дрен ограничивают их применение . Кроме того , этот способ не всегда гарантирует надежность работы конструкции . При устройстве скважины вдавливанием обсадной трубы вокруг скважины образуется уплотненная зона , которая снижает водопроницаемость слабого грунта и влияет на скорость его консолидации . При излечении обсадной трубы возможен прорыв слабого грунта в тело песчаной дрены , в результате чего ухудшаются или даже нарушаются дренирующие свойства песчаного столба . При сдвигах или значительных осадках слабого основания возможен поперечный срез и разрыв дрены . Некоторые недостатки могут быть устранены применением соответствующей технологии устройства песчаных дрен . Например , для того чтобы избежать уплотнения стенок скважины , применяют технологию погружения обсадной трубы с подмывом , а также бурение скважин шнековыми установками .
Устранить указанные недостатки в значительной степени удалось за счет использования дрен заводского изготовления в виде плоских фитилей , получивших название ленточных дрен [ 13]. Картонные фитильные дрены , впервые были предложены шведским инженером Кьеллманом и применены в 1949 г . при строительстве аэродрома близ г . Стокгольма . На этом объекте было устроено около 900 тыс . м картонных дрен глубиной до 20 м [ 13]. Дрены имеют поперечное сечение размером 100× 3 мм и состоят из трех слоев специального водостойкого строительного картона . Два наружных слоя выполняют функцию фильтра , а средний имеет 10 продольных каналов , предназначенных для отвода воды , поступающей в дрену . При расчетах данная дрена считается эквивалентной столбу песка диаметром 50 мм .
Фитильные дрены устанавливают высокомеханизированным способом . Дрена заключается в оправку прямоугольного сечения , которая вдавливанием погружается в слабое основание . Малое поперечное сечение обсадной трубы не вызывает уплотнения грунта в околодренном пространстве . Другими преимуществами картонных дрен по сравнению с обычными песчаными дренами являются низкая стоимость , сохранение вертикальной непрерывности дрен при деформациях основания , а также возможность ускорения консолидации основания за счет очень близкого расположения дрен .
Известны песчаные фитильные дрены [ 14], состоящие из фильтрующей оболочки диаметром 65 мм , дополненной песком . Преимущество этих дрен заключается в том , что для их устройства требуются скважины относительно малого диаметра , в результате сохранения песка во втулке поддерживается непрерывность дрены , когда в основании происходят значительные деформации .
Дальнейшим усовершенствованием картонных фитильных дрен являются геодрены , которые представляют собой полиэтиленовые ленты с вдавленными продольными каналами , обернутые бумажным фильтром . Благодаря такой конструкции продольная дренирующая способность геодрены значительно превышает дренирующую способность традиционной песчаной дрены с такими же габаритами (при ширине 100 мм и толщине 4 мм геодрена имеет такую же дренирующую способность , что и песчаная дрена диаметром 150 мм ) [ 15].
Подобные геодрены применяют в СССР [ 13] Предложено два типа комбинированных дрен с многоканальным полиэтиленовым сердечником , изготовленным методом экструзии : в оболочке из упаковочной бумаги (первый тип ) и из фильтровальной синтетической бумаги (второй тип ). Недостатками комбинированной дрены являются низкая механическая прочность и слабая биостойкость оберточной бумаги , опасность прорыва фильтра из синтетической бумаги при механических воздействиях или деформациях основания , хранении и перевозке дрены . По данным работы [ 16], комбинированная дрена отечественного производства аналогична песчаной дрене диаметром 4 см .
С разработкой нетканых текстильных материалов (геотекстилей ) появились новые возможности в совершенствовании конструкции ленточных дрен . По сравнению с комбинированными дренами текстильные ленточные дрены имеют преимущества , главными из которых являются высокая технологичность и простота изготовления (дренами служат полосы текстильного материала ); возможность варьирования величины фильтрующей способности дрены путем изменения ее ширины ; деформативность и гибкость материала дрены , исключающие ее повреждение при любых условиях работы или транспортировании ; устойчивость против химического или бактериологического воздействия грунтовой среды [ 13]. Для погружения текстильных дрен используют те же механизмы и приспособления , что для геодрен и картонных дрен .
Расположение ленточных дрен в плане обычно назначают с шагом 0,5-2 м , поперечное сечение дрены имеет размеры 5× 100 мм . Для ускорения консолидации насыпи , как правило , используют временную пригрузку дополнительным слоем грунта .
4.2. Ускорение консолидации грунта с помощью горизонтальных геотекстильных прослоек
Новым способом повышения стабильности земляного полотна является применение прослоек из нетканых синтетических материалов , укладываемых между подошвой насыпи и слабым основанием . Синтетический материал не только упрощает производство работ по возведению земляного полотна , но и обеспечивает лучшее распределение нагрузки на основание , более равномерное уплотнение насыпи и предохранение материала насыпи от загрязнения торфом или другим слабым грунтом . Благодаря этому осадка насыпи уменьшается и происходит за более короткий период времени . В некоторых случаях текстильная прослойка способна воспринять часть сдвигающих напряжений , что способствует повышению устойчивости насыпи .
По данным венгерских специалистов [ 17], стоимости плавающей насыпи на торфе без прослойки и с текстильной прослойкой в основании приблизительно равны .
В практике нашей страны синтетические текстильные материалы в последнее время получили широкое распространение благодаря выпуску отечественного материала дорнит [ 17], который преимущественно используется при строительстве нефтепромысловых дорог на болотах Западной Сибири , а также лесовозных дорог .
4.3. Опыт применения вертикальных дрен
В США при строительстве подходов к мосту насыпь земляного полотна автомобильной дороги возводилась на слабом илистом грунте мощностью до 12 м [ 18]
По проекту предусматривалось удалить слабый грунт и отсыпать основание насыпи на всю ширину земляного полотна привозным грунтом , на что потребовалось бы много времени . Применение новой системы вертикального дренажа позволило значительно сократить сроки сооружения земляного полотна .
Предполагалось на слабых участках для повышения устойчивости насыпи в ее основании уложить слой древесных опилок , а для обеспечения равномерного распределения нагрузки от массы насыпи на слой ила уложить армирующий тканый материал .
Чтобы ускорить стабилизацию осадки насыпи , было запроектировано применение вертикальных фитилей -дрен . Подсчитано , что при расстоянии между вертикальными дренами 1,2 м стабилизация осадки насыпи произойдет за 4 месяца , при расстоянии 1,8 м - за 10 месяцев . При толщине слоя ила 12 м шаг фитилей -дрен был равен 1,2 м , при толщине 9 м - 1,5 м , при толщине 6 м - 1,8 м [ 18].
Дрены устраивали из картонных или пластиковых пористых трубок , закладываемых в прорезанные специальной машиной щели . При устройстве обычной системы вертикальных дрен над ними укладывают слой песка или отсортированного дренирующего каменного материала толщиной 0,6-0,9 м .
В данном проекте получена значительная экономия денежных средств за счет уменьшения толщины дренирующего слоя из каменного материала и использования тканого материала .
Строительство подхода к мосту осуществлялось в следующей последовательности : в основание дамбы укладывали армирующий тканый материал , после чего из привозного грунта отсыпали дамбу высотой 1,8 м , придавая откосам уклон 1,5:1. Участок между дамбой и существующей дорогой осушали , в зоне насыпи укладывали армирующий тканый материал , поверх которого отсыпали слой древесных опилок толщиной 1,5 м . Затем укладывали первый слой фильтрующего тканого материала , насыпали слой каменного материала толщиной 29 см , на который укладывали второй слой фильтрующего тканого материала . После этого укладывали первый слой насыпи толщиной 151 мм , устраивали вертикальные дрены и возводили насыпь земляного полотна до проектной отметки . После стабилизации осадки насыпи строили дорожную одежду .
Компания "Газ де Франс " (Франция ) при строительстве аварийных емкостей для сжиженных газов в Монтуар -де -Бретань (морской порт Нант -Сен -Назер ) [ 15] применила бумажные дрены для дренирования грунтов и ускорения осадок основания под временной пригрузкой с целью обеспечения строительства оградительных стенок шириной и высотой по 6,5 м ; средний периметр одной стенки составляет 588 м .
Перед строительством оградительных стенок на площадке шириной 18 м по сетке 2× 2 м были установлены бумажные дрены шириной 97 мм , толщиной 4 мм , имеющие 56 дренирующих канавок .
Каждая четвертая дрена заглублялась в скалу (погружалась на глубину 30 м ). Остальные дрены погружались только на глубину 15 м , так как основной целью временной пригрузки было уплотнение поверхностного слоя илов , на которые непосредственно воздействовали запроектированные сооружения . В апреле и мае 1977 г . в грунт было погружено 121120 м бумажных дрен .
Временная пригрузка шириной 6 м по гребню и 18 м в основании (общая толщина 6 м ) осуществлялась в несколько этапов . В сентябре 1977 г . толщина пригрузки составляла 1 м , в мае 1978 г . - 3м и в мае 1979 г . - 6 м . Осадки основания , измеряемые с начала производства работ , в мае 1979 г . составляли 1,8 м у первого резервуара и 2,6 м у второго резервуара .
Эффективность текстильных дрен проверена трестом Калининградстрой Минстроя СССР на опытной площадке , расположенной в пойме одной из рек [ 19]. Грунтовая толща на глубину свыше 10 м была сложена аллювиальными илистыми отложениями , водонасыщенными и частично заторфованными . На площадке предстояло построить промышленное предприятие . Проектом было предусмотрено предварительное предпостроечное уплотнение слабого основания с помощью вертикальных песчаных дрен . В порядке эксперимента часть песчаных дрен заменили текстильными . Перед началом строительства на всем участке отсыпали песчаную подушку толщиной 1-1,5 м , сквозь которую погружали дрены . Общая нагрузка на основание от насыпи и пригрузки составила 0,08 МПа .
Осадки измеряли при помощи поверхностных и глубинных марок , избыточные поровые давления определяли поропьезометрами тензометрического типа , установленными на глубине 2,5 и 5 м в центре сетки квадратов . Экспериментальные данные , характеризующие изменение степени консолидации и избыточного порового давления во времени были близки к расчетным данным .
Анализ полученных теоретических и экспериментальных зависимостей избыточного порового давления от времени и глубины показывает , что скорость его рассеивания уменьшается с увеличением глубины . Это может быть объяснено несколькими обстоятельствами . Во -первых , дополнительной консолидацией верхнего горизонта за счет вертикальной фильтрации . Во -вторых , не исключено , что дрена сечением 100×5 мм , обжатая боковым давлением грунта , обладает значительным гидравлическим сопротивлением или имеет недостаточную площадь поперечного сечения . Поэтому дрены из материала дорнит Ф -2 сечением 100×5 мм целесообразно применять для ускорения консолидации водонасыщенных оснований , имеющих небольшие толщины и сложенных грунтами , обладающими низкой водопроницаемостью . При таких условиях гидравлическое сопротивление дрен будет незначительный и их можно рассматривать как идеально водонепроницаемые относительно уплотняемого грунта . При большой толщине уплотняемых грунтов и сравнительно высокой их водопроницаемости гидравлическое сопротивление дрен из дорнита Ф -2 будет значительным , что приведет к снижению их эффективности или вызовет необходимость увеличить площадь сечения дрены .
Текстильные дрены погружали с помощью серийного сваебойного агрегата С -878, оснащенного специальным навесным оборудованием .
Техническая характеристика агрегата С -878
Масса , т 21,5
Глубина погружения , м 12
Удельное давление на грунт , МПа 0,093
Скорость погружения , м /мин 5
Сменная производительность , шт . 100
Навесное оборудование отличается простотой и может быть изготовлено в механических мастерских . Оно представляет собой обсадную трубу прямоугольного сечения для выхода дрены . Трубу погружают статическим вдавливанием с помощью трособлочной системы , приводимой в действие гидравлическими домкратами . На направляющую мачту навешивается барабан (бобина ) с дреной и затем ее свободный конец заводится в обсадную трубу .
Процесс погружения дрены заключается в следующем . Перед погружением конец дрены , выходящий из нижней части трубы , заправляется в ее торец и в образуемую петлю вставляется металлический стержень -анкер . Затем труба вместе с дреной погружается в грунт . После погружения дрены на проектную глубину труба поднимается вверх . При выходе ее нижнего конца из грунта дрену обрезают на высоте 15-20 см от поверхности площадки .
Технология погружения текстильных дрен не имеет существенных отличий от технологии устройства вертикальных песчаных дрен . Однако применение обсадной трубы малого сечения , примерно в 10 раз меньше , чем при устройстве песчаных дрен , а также отсутствие операций по транспортированию и загрузке песка позволяют существенно упростить технологию и организацию работ , повысить их производительность в 4-4,5 раза и снизить трудоемкость почти в 10 раз .
4.4. Эффективность использования вертикальных дрен
Об эффективности использования вертикальных дрен с целью ускорения консолидации в слабых и особенно торфяных грунтах существуют противоречивые данные . В работе [ 20] дано сравнение поровых давлений в торфяном основании с дренами и без них .
Геологический разрез по оси трассы представлен следующими отложениями : от 0 до 4 м -суглинки и илистые глины , содержащие линзы торфа ; от 4 до 15 м - торфяные грунты ; от 15 до 17 м - песок и гравий с примесями мела ; глубже 17 м - меловые отложения .
На основании того , что не было отмечено различий между степенью консолидации на обоих участках , использование дрен для ускорения осадок торфяных грунтов неэффективно .
Эффективность использования вертикальных дрен зависит от проницаемости и сжимаемости слабого грунта [ 14]. Дрены , очевидно , следует устраивать лишь тогда , когда проницаемость слоев грунта мала и необходимо ускорить дренирование для обеспечения требуемой степени консолидации в течение заданного периода времени . Свойства грунтов , содержащих протяженные включения песка , не улучшаются при устройстве песчаных дрен .
При малых нагрузках от массы насыпи проницаемость торфяных грунтов высока и дренирование не требуется . При больших нагрузках эффективность использования дрен может уменьшиться при увеличении эффективных напряжений , высокие градиенты напора вблизи дрен могут привести к формированию зон уплотненного торфа с малой проницаемостью , которые будут препятствовать эффективной работе дрен [ 14]
Основным фактором , влияющим на эффективность применения вертикальных дрен , является сжимаемость грунта [ 14]. В связи с тем , что основной функцией дрен является ускорение дренирования воды из сжимаемой грунтовой массы , они должны влиять на скорость первичного уплотнения , но не оказывать влияния на вторичные осадки . Таким образом , необходимость устройства дрен зависит от величины осадки , которая может быть ускорена путем устройства дрен , по сравнению с общей осадкой . Л . Бьерумм [ 13] считает , что эффективность устройства дрен будет увеличиваться с увеличением так называемого коэффициента эффективности ŋ
(20)
где Sпереб - первичные (фильтрационные ) осадки ;
Sобщ - общая осадка .
В литературе имеется мало примеров , по которым можно было сопоставить скорости осадки насыпи с дренами и без дрен . В работе [ 14] приведено весть таких примеров е указанием величины коэффициента ŋ . В случаях , когда дрены были эффективны , ŋ изменяется в пределах 0,6-0,8. Грунтами основания являлись в основном слабые водонасыщенные глины и илы . Для двух насыпей дрены оказались неэффективными (ŋ = 0,25), т .е . фильтрационные осадки составляли лишь 25 % от общей , вследствие чего дрены не могли оказать существенного влияния на ускоренна осадок основания .
Предпосылки Л . Бьеррума [ 14] подтверждаются исследованиями Белдорнии , целью которых являлось обобщенна и типизация слабых оснований по характеру консолидации [ 2]. На основе этих исследований по характеру консолидации установлено три типа слабых оснований из грунтов органического происхождения . Так , для оснований I типа обязательно наличие стадии фильтрационной консолидации , при этой доля ее в общей осадке составляет в зависимости от вида кривой консолидации от 14 до 91 %. Основания II и III типа характеризуются тем , что у них отсутствует стадия фильтрационной консолидации ; уплотнение в основном происходит в стадии вторичной консолидации и ползучести . При этом в качестве обобщенной характеристики , определяющей конкретный вид кривой консолидации и тип основания по характеру консолидации , принимается относительная деформация λ = Sобщ /Н (где Н -мощность слабой толщи ). Таким образом , как и в работе [ 14], определяющим фактором при установлении эффективности вертикальных дрен является сжимаемость грунта
При λ > 0,15 основания относятся к I типу по характеру консолидации , при этой преобладающей в 50-100 % случаев является стадия фильтрационной консолидации . При λ = 0,15-0,30 продолжительность консолидации основания , по данным опытов , изменяется в пределах 1-1510 сут . Поэтому при решении вопроса о применении вертикальных дрен следует исходить из фактической проницаемости органического грунта . При λ > 0,40 продолжительность фильтрационной осадки , составляющей 70-91 % от общей осадки , находится в пределах 1-120 сут и в данном случав использование дрен для ускорения осадки оказывается неэффективным .
При оценке эффективности применения дрон необходимо учитывать как тип основания по характеру консолидации (что достаточно точно определяется по величине относительной деформации λ), так и водопроницаемость слабого грунта . На основании исследований установлено , что в грунтах органического происхождения наиболее целесообразно применять вертикальные дрены в основаниях 1 типа по характеру консолидации , относительная деформация которых при расчетной нагрузке находится в пределах 0,15-0,40,
В табл. 6 приведены технико -экономические показатели устройства дрен разных типов длиной 12 м на участке дороги протяженностью 1 км [ 13].
Таблица 6
Тип дрены |
Расстояние между дренами , м |
Количество дрен на 1 км дороги , тыс . шт . |
Стоимость одной дрены , р . |
Общая стоимость дрен , тыс . р . |
Экономический эффект от использования ленточных дрен , тыс . р . |
Песчаная дрена диаметром 400 м |
2,0 |
6 |
34-48 |
206,9 |
- |
Комбинированная дрена с оболочкой из бумаги |
1.5 |
10,7 |
5-27 |
56,2 |
150,7 |
Комбинированная дрена с оболочкой из синтетической бумаги |
1,5 |
10,7 |
3-74 |
93,1 |
113,8 |
Дрена из дорнита |
1,5 |
10,7 |
4-81 |
51,3 |
155,6 |
Наибольший эффект достигается при устройстве дрен из дорнита . Трудоемкость устройства песчаных дрен составляет 1500 чел . - дней , из дорнита - 320 чел . - дней на 1 км .
V . МЕТОД ДИНАМИЧЕСКОЙ КОНСОЛИДАЦИИ
Метод динамической консолидации пока не нашел применения для стабилизация насыпей автомобильных дорог и других транспортных объектов в отечественной практике . Однако большие возможности этого метода , сравнительная его простота я невысокая стоимость строительных работ привели к широкому применению этого метода за рубежом . Метод разработан и запатентован в семидесятые годы фирмой "Текник Луи Менар " (Франция ).
5.1. Теоретические предпосылки метода
Динамическая консолидация заключается в циклической приложении к поверхности грунта больших свободно падающих нагрузок (максимальная масса достигает 40 т , высота падения до 40 м ). Ударные волны и высокие напряжения в грунта обусловливают компрессию пор , приводят к разжижению грунта и образованию в нем трещин в результате перенапряженного состояния .
Уплотнение грунта проводят за несколько проходов с перерывами на диссипацию поровых давлений . Для определения величины нагрузок , высоты падения и количества проходов уплотнителей перед началом работ выполняют полевые и лабораторные исследования . В ходе динамической консолидации проводят контрольные наблюдения с целью определения состояния грунта . Установлено , что данный процесс способствует значительному уменьшению сжимаемости грунта , увеличению его прочности и устранению последствий , возникающих в результате вторичной консолидации . Глубина уплотнения основания достигает 15-20 м .
Выбор массы трамбовки µ и высоты падения h зависит прежде всего от толщины Н уплотняемого слоя . Энергия удара µ h . является основным параметром , значение которого на практике варьирует в пределах 150-500 тм (в некоторых случаях может достигать 1000-2000 тм ).
В первом приближении этот параметр выражается следующей зависимостью
µ h > H2 (21)
Обычно для консолидации сжимаемого слоя толщиной до 10 м используют трамбовку массой 8 т , сбрасываемую с высоты 13 м ; для консолидации слоя толщиной 20 м массу трамбовки увеличивают до 16 т , а высоту падения - до 25 м .
Метод динамической консолидации применяют как для уплотнения рыхлых минеральных грунтов , так и слабых водонасыщенных грунтов . В последнем случае на слабый грунт должна быть сначала отсыпана насыпь достаточной толщины , назначение которой состоит в создании рабочей платформы , более полной передаче импульса падающего груза слабому грунту и обеспечении пригрузки уплотняемой толщи .
Перед началом работ по динамическому уплотнению грунта проводят обследование участка . Предварительно в лаборатории с помощью динамического одометра определяют необходимую для "разжижения " грунта энергию , продолжительность паузы к вероятное количество уплотнительных фаз .
Учитывая результат каждого уплотнения , снова устанавливают высоту падения , массу падающего груза и силу удара . Сразу же после каждого уплотнения измеряют глубину погружения трамбовки в грунт , а также перемещения прилегающих слоев грунта , результаты заносят в график . Давление воды в порах грунта постоянно контролируют а помощью пьезометра . С использованием приборов для определения давления и сопротивления сдвигу грунта можно следить за постепенным улучшением несущей способности грунта во время уплотнения и после него .
Сравнивая результаты , устанавливают в грунте зоны , для которых требуется большая ударная нагрузка или дополнительное уплотнение . Чтобы получить желаемый результат , необходимо изменить режим работы . С помощью различных методов обработки можно наряду с улучшением свойств грунта , повышать его однородность .
5.2. Опыт применения метода динамической консолидации
Примером использования динамического уплотнения грунта является автодорожный узел Эбен в Австрии [ 21]. С помощью этого метода была обработана площадь грунта в 60 тыс . м 2 . Неоднородный по составу грунт состоял на глубину до 14 м из торфа , глинистого тонкозернистого песка и обычного тонкозернистого песка . Кроме того , в грунте содержалось немного гравия и песка , которые могли оседать . Сверху на грунт планировалось засыпать слой гравия толщиной 1,5 м . Энергия используемой техники фирмы Менард (Франция ) составляла 100-450 тм , а уплотнение можно было осуществлять на глубину до 14 м .
В результате уплотнения осадка грунта составляла 1,5-3,6 м . Общая продолжительность работ с использованием экскаваторов грузоподъемностью 120 тс в количестве 1-3 шт . заняла около года .
Весной 1976 г . впервые в Швейцарии для повышения несущей способности грунта метод динамической консолидации был применен на участке автомобильной магистрали протяженностью 3 км [ 22].
До начала производства работ были разработаны технические условия , регламентирующие правила и последовательность выполнения различных операций . Применять указанный способ рекомендуется на торфяных грунтах , где осадка за 5 лет может достигать 2-4 %.
На работах по динамическому уплотнению можно использовать модифицированные экскаваторы (для подъема груза до 20 т ) или специальные краны . В описываемом примере использован кран массой 250 т для подъема груза 40 т на высоту до 40 м . Для движения крана отсыпали насыпь из дренирующего материала (гравийно -песчаной смеси ). Насыпь заглублена в грунт на 5,5-6 м , а возвышается над поверхностью грунта на 0,5-1,5 м . На рис. 9 показана осадка основания во времени при динамической консолидации в месте , где толщина слоя торфа и меловых отложений достигла 10 м .
Рис . 9. Изменение осадки основания во времени при динамической консолидации :
1 - область статической осадки ; 2 - область приращения осадки , обусловленной динамической консолидацией ; 3 - область , где скорость осадки меньше 2 см /мес
В зонах , где под слоем торфа залегали слабые песчано -суглинистые грунты , были отмечены осадки , превышающие допустимые по техническим условиям [ 22].
Стоимость 1 пог . км автомобильной магистрали , построенной с использованием метода динамической консолидации , примерно составляет 9 млн . швейцарских франков , стоимость же работ с устройством дрен на 75 % больше [ 22].
Подобные методы стабилизации оснований применяются также в Польше [ 23]. Из -за ограниченного количества тяжелых кранов используются более легкие трамбовки (массой 4-6 т ), сбрасываемые с высоты 5-10 м . Несмотря на то , что энергия ударов меньше , чем рекомендуемая при динамической консолидации , были получены положительные результаты .
В 1976 г . в Польше по этому методу уплотняли песчаную подушку в основании высокого устоя железнодорожного моста , а в 1978г . песчаную подушку для фундаментов виадука . Контрольное зондирование показало , что на глубине около 4 м грунт очень уплотненный , на глубине 6-7 м плотный или средней плотности .
В 1979-1980 гг . осуществляли уплотнение основания земляного полотна при строительстве узла Торнуской трассы и Вислострады в г . Варшаве . Опоры виадуков и эстакад сложного узла были построены на сваях . Часть объектов расположена на площади неконтролируемых насыпей (свалки земли , строительного и другого мусора ) толщиной до 5-8 м . Во избежание появления больших и неравномерных осадок подмостей после укладки бетона , очень опасных для конструкции , сначала было запроектировано основание на деревянных сваях . Это решение имело существенные недостатки : высокая стоимость , дефицит строительных материалов для свай , а также сложность забивки без повреждения свай в грунт , содержащий строительный мусор , металлолом и куски железобетона .
По инициативе исполнителя работ Варшавского предприятия строительства электростанций и промышленных объектов "Бетон -сталь” деревянные сваи заменили фундаментами , опирающимися на уплотненное основание . Технологию уплотнения и технические требования разработал научно -исследовательский институт дорог и мостов .
При производстве работ использовали трамбовку диаметром 1,2 м , массой 6,2 т , подвешенную на высоте 10 м к стреле экскаватора с крановым оборудованием . Предусматривалось , что энергия ударов должна обеспечить уплотнение основания на глубину до 7 м [ 22].
Уплотнению подвергалась вся поверхность площади между опорами . Размещение точек трамбования было увязано с формой и размерами фундаментов подмостей . В качестве основной была принята треугольная сетка со стороной 2,2 м . Необходимое число ударов в точке определено на основании пробных испытаний . Размеры воронки , пробиваемой при последующих ударах , показали , что минимальное количество ударов составляет 6-8, с запасом их количество было принято равным 10.
После первой фазы трамбования территорию нивелировали . Спустя несколько дней осуществили вторую фазу трамбования ударами трамбовки диаметром 1,5 м , массой 4,2 т , сбрасываемой с высоты 5 м . В этой фазе всю поверхность территории трамбовали таким образом , чтобы следы ударов накладывались друг на друга . Цель этой операции заключалась в уплотнении поверхностного слоя грунта между точками ударов , который подвергается ослаблению вследствие колебаний , вызванных ударами большой мощности .
Ввиду неоднородности грунтовых условий осложняется контроль результатов . На площадке , где складировали строительный мусор , невозможно было произвести бурение или зондирование . Поэтому испытания проводили пробным нагружением фундамента размером 3× 3 м . На фундамент воздействовали нагрузкой 126 т , что соответствовало давлению 1,4 кгс /см 2 . Осадка фундамента составила 22 мм , модуль деформации уплотненного основания был равен 150 кгс /см 2 . При этом значении модуля расчетная осадка подмостей была в допустимых пределах . Несмотря на неоднородность основания , благодаря одинаковой энергии ударов , приходящейся на единицу поверхности , получено однородное по сжимаемости основание . Это подтвердили результаты измерений осадок 24 опор подмостей первого забетонированного участка эстакады . Средние опоры , нагруженные нагрузкой 90 т , дали осадку от 2 до 10 мм , неравномерность осадок в этом случае была невелика . Это свидетельствует о том , что трамбование обеспечило однородную осадку основания и поставленная цель была достигнута .
На участке одной из эстакад в основании были мягкие связные грунты . Трамбовка выбивала в них воронки значительно глубже , чем на других участках (свыше 1,5 м ). В этой зоне ограничились количеством ударов в первой фазе до пяти . Образовавшиеся воронки заполнялись песчаным грунтом . Затем осуществлялась вторая фаза трамбовки в точках , расположенных между первичными точками .
Только после этих двух фаз и выравнивания территории производилось окончательное уплотнение всей поверхности трамбовкой массой 4 т .
Работы осуществлялись под тщательным авторским надзором . Опыт , накопленный в процессе строительства трех мостовых объектов , позволил рекомендовать при уплотнении основания фундаментов и насыпей трамбование с использованием имеющегося в стране оборудования . Этот метод значительно дешевле по сравнению с устройством глубоких свайных фундаментов .
При сооружении подходной насыпи высотой 15 м к путепроводу на автомобильной дороге Шарлевиль -Сезан (Бельгия ) при очень низкой механической прочности грунта было осуществлено динамическое уплотнение с интенсивностью 300 тм /м 2 за два прохода с интервалом две недели [ 24]. После уплотнения осадка насыпи достигла 80 см . Проведенные испытания показали , что несущая способность насыпи сразу после второго трамбования составила 3,5 кгс /см 2 .
При сооружении участка автомобильной дороги Рукур -Горэн (Бельгия ) необходимо было возвести насыпь высотой 2-4 м , уложенную на слой сжимаемого грунта толщиной 3-8 и ; объем грунта , отсыпаемого в насыпь , составил 60 тыс . м 3 при влажности до 30 %. Дня динамического уплотнения грунта использовали груз массой 10 т с площадью основания 4 м 2 , падающий с высоты 18 м . При средней интенсивности уплотнения 550 тм /м 2 (за несколько проходов ) средняя осадка насыпи составила 60 см на площади 35 тыс .м 2 [ 24].
При сооружении причала длиной 750 м в порту Зелзате требовалось отсыпать за шпунтовую стенку и уплотнить свыше 100 тыс . м 3 рыхлых илистых песков . По мере регулирования пульпы за шпунтовое ограждение грунт уплотняли участками шириной 10-15 м трамбовкой массой 15 т , падающей с высоты 25 и при средней интенсивности 400 тм /м 2 за два прохода [ 24].
При Сооружении подходной насыпи к виадуку на автомобильной дороге Брюгге -Турне (Бельгия ) необходимо было отсыпать и уплотнить слой грунта толщиной 7-9 м на слое сжимаемого ила толщиной 8-10 м . Для этого произвели динамическое уплотнение с интенсивностью 250 тм /м 2 , что обеспечило осадку основания до 60 см на площади 10 тыс . м 2 [ 24].
В результате проведенных работ установлено , что осадка насыпи и ее плотность возрастают при увеличении числа ударов на единицу поверхности . В средних грунтах один удар трамбовки с площадью основания 1 м 2 дает осадку 40 см , два -65 см , три -80 см и четыре -90 см [ 24].
Эффективность уплотнения зависит от природы грунта , его влажности и интенсивности уплотнения . Для повышения качества уплотнения на каждом участке необходимо проводить лабораторный контроль при помощи датчиков напряжений , устанавливаемых на разной глубине в теле насыпи .
Опыт применения данной технологии подтверждает экономичность динамического уплотнения слабых грунтов в стесненных условиях .
В процессе уплотнения грунтов трамбованием во Франции [ 15] при сооружении причала в одном из портов в 1975 и 1976 гг . за очень короткое время была ограничена неравномерность осадок (менее 1,5 см между двумя точками на расстоянии 10 м ) и уменьшены абсолютные осадки (менее 3 см под нагрузкой 5 тс /м 2 ), кроме того , построен склад на фундаменте с нагрузкой 1,5 кгс /см 2 , что позволило избежать устройства глубокого фундамента и ограничить неравномерность осадок до 1,5 %.
Грузовые площадки причала сначала были намыты с использованием песчаных материалов с примесью ракушечника , добытых в русле р . Жиронда . Намытые грунты толщиной 8-15 м имели предельное давление порядка 10 кгс /см 2 и располагались на слое илов толщиной 1-2 м , под которыми лежали пески с хорошими механическими характеристиками .
Сжатые сроки ввода в эксплуатацию первой очереди строительства причала вызвали необходимость отказаться от классического метода пригрузки грунтов на месте , на что потребовались бы значительные затраты времени (более одного года ). Грузовые площадки должны были быть введены в эксплуатацию после завершения рефулерных работ меньше чем через год на большинстве участков . Уплотнение грунтов трамбованием дало возможность не только осуществить строительство , но и обеспечить последующие допускаемые осадки грунтов .
Ниже дается краткое описание работ , которые были выполнены на участке общей площадью 30 тыс . м 2 .
Для обеспечения допустимых абсолютных осадок под равномерно распределенной нагрузкой 5 тс /м 2 необходимо соблюдать следующие требования : 80 % осадок по каждому профилю должны быть менее 3 см ; ни в одной точке по каждому профилю осадки не должны превышать 5 см .
Перед уплотнением грунтов трамбованием были проведены исследования с целью определения механических характеристик намытых грунтов (прессиометрические испытания , определение структуры намытых грунтов и наличие случайных линз илов ). Исследования проводились в среднем , до глубины 15 м через каждый метр .
Для контроля перового давления в подстилающий сжимаемый слой илов были заложены датчики , которые использовались в течение всего периода производства работ .
Последовательность расположения слоев грунта на площадке следующая :
намытый песок - толщина слоя 8-10 м ; предельное давление 3 кгс /см 2 в свеженамытых грунтах и 17 кгс /см 2 в ранее намытых грунтах ; прессиометрический модуль от 15 до 140 кгс /см 2 ;
илы - толщина слоя от 0,7 до 1,8 м ; предельное давление от 1 до 4 кгс /см 2 прессиометрический модуль от 10 до 30 кгс /см 2 ;
заиленные пески на глубине 12 м и ниже ; предельное давление более 5 кгс /см 2 , прессиометрический модуль более 30 кгс /см 2 .
Работы осуществлены производственной фирмой "Текник Луи Ненар " (Франция ). Для уплотнения грунтов использовали экскаватор на гусеничном ходу со свободно падающим грузом площадью 4 м и массой 16 т с высоты 25 м , т .е . с ударной энергией 400 тм .
При этом работы были проведены в следующей последовательности :
1 этап - уплотнение грунта отдельными ударами ; в соответствии с сеткой 10× 10 м в каждой точке производилось 20-25 ударов с удельной энергией от 80 до 100 тм /м 2 ;
2 этап - уплотнение грунта отдельными ударами ; во всех обработанных точках первого этапа производилось 20 ударов с удельной энергией 80 тм /м 2 ;
3 этап - уплотнение непрерывным трамбованием ; уплотнение по всей поверхности обрабатываемого участка (выравнивающее трамбование ) с удельной энергией 40 тм /м 2 [ 24].
Во время работ контроль уплотнения осуществляли измерением объема углубления и валиков выпора грунта , средних осадок после уплотнения (10-20 см при уплотнении отдельными ударами , 5 см при уплотнения непрерывным трамбованием ), избыточного порового давления , которое быстро рассеивалось . Между каждым из этапов производства работ по уплотнению грунтов соблюдался 10-дневный перерыв .
Контрольные скважины были пробурены на глубину 15 м . В процессе контроля выявлено значительное увеличение средней величины предельного давления . В результате проведенных работ прочность грунта возросла на 75 % [ 24]. Также значительно повысилась равномерность распределения механических характеристик грунтов , так как показатель неравномерности , рассчитанный на основании данных прессиометрических испытаний , уменьшился с 0,47 до 0,27.
Последующие осадки рассматриваемых сооружений были определены по каждой контрольной скважине на основании теории Менара .
В процессе проверки соблюдения требований к осадкам грунтов под контейнерные грузовые площадки с равномерно распределенной нагрузкой 5 тс /м 2 выявлено , что осадки не превышали 5 см ; 80% осадок были менее 3 см ; средняя величина осадок составляет 2,12 см [ 24].
Проведенные работы показали высокую эффективность метода динамической консолидации при уплотнении слабых грунтов . Вместе с тем , когда сроки консолидации слабых грунтов в течение одного года или нескольких лет могут быть совмещены со сроками строительства , одним из наиболее широко используемых методов является метод уплотнения грунтов временной пригрузкой .
VI . ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ МЕТОДОВ УСКОРЕНИЯ СТАБИЛИЗАЦИИ СЛАБЫХ ОСНОВАНИЙ
Дорожно -транспортной научно -исследовательской лабораторией Великобритании проведен анализ экономической эффективности различных способов ускорения консолидации грунтов [ 25]. Сравнивались методы дренирования (песчаные дрены , песчаные фитильные дрены , картонные фитильные дрены , продольные дрены ), динамической консолидации и временной пригрузки .
Результаты экономического анализа этих методов , а также оптимальная область их применения в зависимости от глубины слабого грунта и площади участка приведены на рис. 10 . Применение песчаных дрен , скважины для которых устраивают посредством размыва , и динамическая консолидация являются наиболее экономичными методами .
Рис . 10. Рекомендуемые области применения различных методов стабилизации слабых оснований :
1 - дренирование песчаными дренами ; 2 - то же , продольными дренами ; 3 - то же , песчаными фитильными дренами ; 4 - метод динамической консолидации.
Экономичным способом ускорения консолидации проницаемых грунтов при небольшой толщине сжимаемого слоя является также применение пригрузки , однако для определенных типов грунтов данный способ (если он не используется в комбинации с устройством дрен ) не эффективен (значительного ускорения осадок не наблюдается ).
Затраты на пригрузку в комбинации с устройством песчаных дрен (размыв скважин ) приблизительно аналогичны самым низким стоимостным показателям динамической консолидации .
Песчаные фитильные или обычные песчаные дрены не экономичны в том случае , когда для устройства скважин применяют технологию вращательного бурения или бурения с промывкой . При этом затраты будут почти в 2, а при необходимости укрепления стенок скважин в 4 раза больше затрат на динамическую консолидацию .
При мощности слабого грунта до 6 м и площади участка до 5000 м 2 более эффективен и экономичен способ устройства продольных дрен .
В настоящее время в Великобритании самым распространенным способом ускорения консолидации является применение временной пригрузки [ 25].
Специалистами 16 стран (Бельгии , Канады , Финляндии , Франции , ФРГ , Ирландия , Италии , Японии , Голландии , Норвегии , Испании , Швеции , Швейцарии , Турции , Англии , США ) составлен отчет [ 26] о международном уровне развития строительства автомобильных дорог на сжимаемых основаниях , в котором дан краткий сравнительный анализ экономической эффективности различных методов стабилизации оснований . В отчете указывается на то , что относительные затраты на разные методы различны и зависят от местных условий . Наиболее дешевым является метод временной пригрузки .
Оборудование строительной площадки для устройства вертикальных дрен требует больших затрат , поэтому при небольших объемах работ этот метод рассматривается как неэкономичный . Метод динамической консолидации по затратам оценивается так же , как и устройство вертикальных дрен , поэтому обработка малых площадей также экономически невыгодна .
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В обзоре рассмотрены основные способы обеспечения стабильности дорожных насыпей на слабых и сильносжимаемых грунтах . Отечественный и зарубежный опыт показывает , что если сроки консолидации слабых грунтов не превышают сроки строительства , то одним из наиболее рациональных методов стабилизации слабого основания является метод временной пригрузки . Важным преимуществом временной пригрузки является то , что она дает возможность ускорить не только первичные (фильтрационный ), но и вторичные осадки и осадки ползучести .
Даны теоретическое обоснование метода временной пригрузки , расчет ее величины и продолжительности действия . Показано , что по условиям ускорения осадок пригрузка будет эффективна лишь в том случав , если ев величина не меньше минимально допустимой .
Временная пригрузка применяется и в сочетании с вертикальными дренами , поскольку дрены ускоряют только фильтрационные осадки . Опыт показывает , что устройство вертикальных дрен совместно с временной пригрузкой наиболее целесообразно при строительстве на органических илах (сапропелях ), когда необходимо ускорить отвод воды из водонасыщенного основания , а применение одной пригрузки не дает эффекта вследствие замедленного отжатия воды из таких грунтов . Для торфяных грунтов , наоборот , устройство дрен в большинстве случаев нецелесообразно , поскольку их водопроницаемость и сжимаемость достаточно высоки и длительность фильтрационной осадки не является определяющей . Однако , если относительные осадки органо -минеральных грунтов находятся в пределах 0,15-0,30 вопрос об использовании вертикальных дрен должен решаться с учетом фактической водопроницаемости органо -минеральных грунтов . Из конструктивных решений заслуживают внимания ленточные дрены из текстильных синтетических материалов .
Метод уплотнения грунтов трамбованием в последнее время получил развитие в результате увеличения мощности ударов и применения специальной технологии производства работ , позволяющих уплотнять грунты на глубину до 20 м . Метод опробован как на недостаточно уплотненных минеральных грунтах (пески , глины , крупнообломочные материалы ), так и при уплотнении слабых оснований , сложенных органо -минеральными грунтами , при этом получены хорошие результаты .
Выбор метода стабилизации слабого основания зависит от многих факторов и в каждом случае должен быть обоснован технико -экономическими расчетами .
список литературы
1. Руководство по проектированию земляного полотна автомобильных дорог на слабых грунтах /Минтрансстрой СССР , Союздорнии . - М .: Транспорт , 1978.
2. Яромко В .Н . О типизации слабых оснований по характеру консолидации . - Основания , фундаменты и механика грунтов , 1983, № 4
3. Яромко В .Н . Прогнозирование осадок слабых водонасыщенных грунтов . - Основания , фундаменты и механика грунтов , 1977, № 3
4. Амарян Л .С . О закономерностях одномерного уплотнения органо -минеральных грунтов . - Основания , фундаменты и механика грунтов , 1980, № 5.
5. Инструкция по расчету дорожных насыпей на торфяных грунтах : РСН 09-84/Госстрой БССР . - Минск , 1984.
6. Проектирование транспортных узлов в сложных геологических условиях / И .Е .Евгеньев , В .Н . Яромко , В .В . Сеськов и др . - Автомоб . дороги , 1979, № 2.
7. Евгеньев И .Е ., Казарновский В .Д . Земляное полотно автомобильных дорог на слабых грунтах . - М .: Транспорт , 1976.
8. Яромко В .Н ., Банников Н .Д ., Сеськов В .Е . Опыт применения предварительной консолидации и временной пригрузки . - М ., 1976. - (Тр ./Союздорнии ; Вып .91).
9. Яромко В .Н . О путях ускорения сроков сооружения земляного полотна нефтепромысловых дорог на болотах . - В кн .: Строительство и эксплуатация автомобильных дорог и мостов . Ч ,1, Минск , 1982.
10. Разработка технологии и предложений по ускоренному строительству дорог в Западной Сибири и оказание помощи в их внедрении /Белдорнии . - Минск , 1983.
11. Recordon E. Sctzung des Untergruades unter Dimnen. - Strasse und Verkehr, 1975, № 8.
12. Методические рекомендации по расчету и технологии сооружения вертикальных песчаных дрен и песчаных свай при строительстве земляного полотка на слабых грунтах /Союздорнии . - М ., 1974.
13. Полуновский А .Г ., Пудов Ю . B ., Растворцев А .С . Ускорение уплотнения слабых грунтов ленточными дренами . - ЭИ /ВПТИ - трансстрой . Стр -во трансп . гидротехн . сооружений , 1983, вып .2.
14. Вопросы строительства насыпей на слабых грунтах / ВЦП . -№ Ц -52942.
15. Последние достижения в области производства тяжелых работ на слабых грунтах на грузовых площадках в Бордо и других портах /ВЦП . - № Г -31357.
16. Вреднее А .В . Эффективность применения комбинированных дрен отечественного производства при консолидации оснований , - Основания , фундаменты и механика грунтов , 1981, № 4.
17. Полуновский А .Г ., Брантман Б .П . Применение нетканых синтетических материалов при строительстве автомобильных дорог на слабых грунтах . - М ., 1979. - (ОИ /Оргтрансстрой ).
18. Wicks, fabrics and sawdust overcome thick mud. - Civil Engineering, 1981, № 7.
19. Ускорение осадки насыпей на слабых грунтах с помощью ленточных дрен /А .В . Бреднев , А .Г . Полуновский , Ю .Г . Пудов . - Автомоб . дороги , 1982, № 6.
20. Выводы , полученные при пересечении заторфованной долины /Бел -НИИНТИ . - № 287/2.
21. Eder P., Apotheloz R. Das DYNIV - Verfahren. - Strasse und Verkehr, 1966, № 4.
22. Marhand I.-P. Premieres experiments avec procede de consolidation dynamique. - Strasse und Verkehr, 1976, № 5.
23. Klosinski В ., Gawor B. Wzmocnienie gruntov nasypowych udarami о duzej eaergii. - Drogowniechwo, 1981, № 7-8.
24. Динамическое уплотнение дорожных оснований . - ЭИ /Оргтрансстрой . Трансп . стр -во за рубежом , 1977, № 7.
25. An economic assessment of methods of accelerating the consolidation of natural Soils. - TRRL Supplementary-Report, 1977, № 203.
26. Bruggenmann K. Bau von Strassen auf setzungsemphfindlichen Untergvund. - Strasse und Autobahn, 1982, № 2.